雙復(fù)位彈簧高速電磁閥動(dòng)態(tài)特性研究

范 玉，楊建國，賀玉海

(1.武漢理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，武漢 430063；2.船舶與海洋工程動(dòng)力系統(tǒng)國家工程實(shí)驗(yàn)室 低速機(jī)電控分實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063；3.船舶動(dòng)力工程技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430063)

0 概述

噴油控制用電液電磁閥是柴油機(jī)電控噴油系統(tǒng)的關(guān)鍵部件之一，其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性直接影響電控噴油系統(tǒng)的噴油定時(shí)和噴油量等關(guān)鍵參數(shù)。若電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間過長，會(huì)導(dǎo)致針閥開啟滯后時(shí)間增大，噴射定時(shí)的控制精度降低，系統(tǒng)工作的不確定性加大；若電磁閥關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間過長，則會(huì)引起噴油器斷油不干脆，后期燃燒惡化，柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性和排放性變差[1]。同時(shí)，在電磁閥開啟和關(guān)閉過程，閥區(qū)燃油的流動(dòng)是變截面非穩(wěn)定瞬態(tài)的流動(dòng)，開關(guān)響應(yīng)時(shí)間越長，控制腔內(nèi)的壓力卸載或建立越不穩(wěn)定，多循環(huán)或多缸燃油噴射控制的一致性越差[2]。目前國內(nèi)外學(xué)者對影響高速電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的研究主要分為4類：第一類是通過電磁閥結(jié)構(gòu)、磁路優(yōu)化以提高電磁力來達(dá)到提高電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的目標(biāo)；第二類通過電磁閥驅(qū)動(dòng)電路的優(yōu)化設(shè)計(jì)，以獲得滿足電磁閥驅(qū)動(dòng)理想的驅(qū)動(dòng)電流；第三類通過前兩類的組合進(jìn)行多物理場耦合計(jì)算，從整體上優(yōu)化電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)；第四類通過對電磁閥結(jié)構(gòu)、原理的創(chuàng)新設(shè)計(jì)，達(dá)到提高電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的目的。第一類的研究方面，文獻(xiàn)[3-5]中都以電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間為目標(biāo)，基于遺傳算法對電磁閥的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)進(jìn)行了多參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)，優(yōu)化后電磁閥開啟和關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間縮短。文獻(xiàn)[6]中建立了電磁閥的仿真模型，以電磁閥電磁力和銜鐵質(zhì)量為優(yōu)化目標(biāo)，通過響應(yīng)面法和遺傳算法對銜鐵和靜鐵芯關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，結(jié)果表明：優(yōu)化后電磁力增加了25.8%，而銜鐵質(zhì)量并未增加，高速電磁執(zhí)行器動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度提高。文獻(xiàn)[7]中研究了渦流對電磁閥響應(yīng)的不利影響，通過在靜鐵芯上開槽減少了渦流對電磁閥的影響，改善了電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。文獻(xiàn)[8]中研究了銜鐵打孔尺寸位置對電磁閥靜態(tài)電磁力的影響，結(jié)果表明不同打孔位置對靜態(tài)電磁力的影響不大，在較低驅(qū)動(dòng)電流時(shí)，靜態(tài)電磁力隨著打孔直徑的增加而下降，但隨著驅(qū)動(dòng)電流的增加，打孔直徑大小對靜態(tài)電磁力無影響。文獻(xiàn)[9-10]中對影響電磁閥靜態(tài)電磁力的關(guān)鍵因素進(jìn)行了研究，參數(shù)的單因素與電磁力相關(guān)，參數(shù)間交互作用因素與電磁力也相關(guān)。第二類的研究方面，文獻(xiàn)[11]中對高速電磁閥的驅(qū)動(dòng)電路進(jìn)行了優(yōu)化，優(yōu)化后電磁閥雖然關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間增加，但電磁閥整體響應(yīng)時(shí)間縮短。文獻(xiàn)[12]中對高速電磁執(zhí)行器的驅(qū)動(dòng)電流進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)果表明優(yōu)化后不僅電磁執(zhí)行器的響應(yīng)速度加快，且顯著降低了系統(tǒng)的功耗和線圈損耗。文獻(xiàn)[13]中研究了電磁閥驅(qū)動(dòng)電路控制策略對電磁閥功率損耗和動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，研究表明電控噴油器按不同驅(qū)動(dòng)策略工作時(shí)，對功率損耗差異顯著，進(jìn)而造成不同電控噴油器性能差異。文獻(xiàn)[14]中設(shè)計(jì)了電磁閥雙電源雙邊驅(qū)動(dòng)鉗壓續(xù)流電路，參數(shù)優(yōu)化的結(jié)果表明，該驅(qū)動(dòng)電路提高了各個(gè)通道的噴油一致性。第三類的研究方面，文獻(xiàn)[15]中采用Maxwell和Simplorer軟件對螺線管電磁閥進(jìn)行聯(lián)合建模和仿真，研究發(fā)現(xiàn)線圈的直徑大小、線圈與鐵芯的相對位置是影響電磁閥響應(yīng)的關(guān)鍵因素。第四類的研究方面，文獻(xiàn)[1]中提出一種新型的復(fù)合磁路高速電磁閥，其在傳統(tǒng)E型高速電磁閥基礎(chǔ)上改造，通過在主、副磁級之間布置徑向永磁體增強(qiáng)銜鐵處的磁感應(yīng)強(qiáng)度，但對永磁體材料的退磁性要求較高。文獻(xiàn)[16]中設(shè)計(jì)了一種基于永磁體偏置磁場的高速響應(yīng)電磁閥，該方案可以縮短電磁閥的開啟時(shí)間和關(guān)閉時(shí)間，利用有限元方法對設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了驗(yàn)證，但借助永磁偏置力的高速電磁閥裝配可調(diào)節(jié)性差，普適性不強(qiáng)。

上述研究對柴油機(jī)電控系統(tǒng)高速電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)的優(yōu)化幾乎都是通過對電磁力的優(yōu)化來實(shí)現(xiàn)的，在復(fù)位彈簧方面也基本為單彈簧結(jié)構(gòu)，而對復(fù)位彈簧特別是雙復(fù)位彈簧對電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響研究較少?？紤]到單彈簧的電磁閥在電磁閥開啟階段彈簧預(yù)緊力為阻力，期望越小越好，而在電磁閥關(guān)閉階段又為動(dòng)力，期望預(yù)緊力越大越好，單彈簧的預(yù)緊力較難選擇。本文中提出了一種將電磁閥開啟的動(dòng)能轉(zhuǎn)為電磁閥關(guān)閉復(fù)位能的思路，基于此思路提出了一種雙復(fù)位彈簧的設(shè)計(jì)方案。該方案設(shè)計(jì)簡單且普適性強(qiáng)，其核心是設(shè)置兩個(gè)不同剛度的彈簧，低剛度彈簧對電磁閥運(yùn)動(dòng)件施加一定的預(yù)緊力，高復(fù)位彈簧在電磁閥初始處于自由伸長狀態(tài)，且與電磁閥運(yùn)動(dòng)件留有一定的間隙。通過試驗(yàn)與仿真計(jì)算相結(jié)合的研究方法，驗(yàn)證了這種設(shè)計(jì)方案的可行性，為優(yōu)化電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)提供了技術(shù)參考。

1 雙復(fù)位彈簧高速大流量電磁閥的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及工作原理

本文中在原有單復(fù)位彈簧電磁閥的基礎(chǔ)上，不改變閥體結(jié)構(gòu)，僅僅更換原有復(fù)位彈簧，再增設(shè)一個(gè)高剛度彈簧，形成雙復(fù)位彈簧電磁閥，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。復(fù)位彈簧分為高剛度彈簧與低剛度彈簧，低剛度彈簧與高剛度彈簧互為反旋向，如圖1中部件高剛度復(fù)位彈簧、低剛度復(fù)位彈簧。銜鐵與外閥芯通過激光焊接為一個(gè)整體，組成電磁閥的運(yùn)動(dòng)件，如圖2所示。外閥芯設(shè)計(jì)為中空結(jié)構(gòu)，降低了運(yùn)動(dòng)件的質(zhì)量，外閥芯的外圓高度拋光與閥體內(nèi)表面精密配合，而內(nèi)圓除高度拋光外還設(shè)置了左右兩個(gè)錐座，分別與左內(nèi)錐閥芯、右內(nèi)錐閥芯形成錐面密封。

圖1 雙復(fù)位彈簧電磁閥結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 電磁閥運(yùn)動(dòng)件示意圖

圖3為電磁閥初始與通電狀態(tài)下銜鐵與復(fù)位彈簧的位置關(guān)系。如圖所示，電磁閥未通電(初始狀態(tài))時(shí)，銜鐵與電磁鐵端面距離為L，低剛度彈簧右端面與銜鐵接觸并有一定的預(yù)緊力，預(yù)緊力適當(dāng)小一些，能使左內(nèi)錐閥芯與外閥芯錐形成錐面密封即可，理論上可以提高電磁閥開啟響應(yīng)的速度；高剛度彈簧右端面則與銜鐵不接觸，留有一定間隙δ，處于自由伸長狀態(tài)，如圖3(a)所示，其負(fù)責(zé)將銜鐵的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為彈性勢能，以提高關(guān)閉響應(yīng)速度。外閥芯在低剛度復(fù)位彈簧的預(yù)緊力作用下與右內(nèi)錐閥芯緊密貼合，形成錐面密封，而左內(nèi)錐閥芯此時(shí)為自由狀態(tài)，控制口與進(jìn)油孔相通，回油孔與控制口不通，如圖1所示。隨著電磁閥通電，電磁鐵產(chǎn)生的電磁吸力克服低剛度的彈簧預(yù)緊力，使得運(yùn)動(dòng)件向左運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)到某一階段與高剛度彈簧接觸，如圖3(b)所示；運(yùn)動(dòng)件繼續(xù)向左運(yùn)動(dòng)，直到達(dá)到運(yùn)動(dòng)件的最大位移S時(shí)，此時(shí)外閥芯進(jìn)油口閥座與左內(nèi)錐閥芯錐面壓緊，進(jìn)油孔關(guān)閉，回油孔打開，控制腔內(nèi)的壓力迅速從進(jìn)油壓力下降至回油壓力，如圖3(c)所示。

圖3 電磁閥初始與通電狀態(tài)下銜鐵與復(fù)位彈簧的位置關(guān)系

2 仿真模型建立及驗(yàn)證

2.1 仿真模型

電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)參數(shù)包括開啟響應(yīng)時(shí)間topen和關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間tclosed。電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間的定義為電磁閥開始通電(控制信號給予)時(shí)刻到電磁閥銜鐵運(yùn)動(dòng)到最大位移處的延遲時(shí)間，為電磁閥運(yùn)動(dòng)件啟動(dòng)延時(shí)時(shí)間與電磁閥運(yùn)動(dòng)件開啟運(yùn)動(dòng)時(shí)間之和，電磁閥運(yùn)動(dòng)件啟動(dòng)延時(shí)時(shí)間指電磁閥通電開始時(shí)刻到電磁閥開始運(yùn)動(dòng)時(shí)刻的時(shí)間；同樣，電磁閥關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間定義為電磁閥失電(控制信號結(jié)束)時(shí)刻到電磁閥銜鐵復(fù)位到初始狀態(tài)時(shí)的延遲時(shí)間，為電磁閥運(yùn)動(dòng)件關(guān)閉啟動(dòng)延時(shí)時(shí)間與電磁閥運(yùn)動(dòng)件關(guān)閉(復(fù)位)運(yùn)動(dòng)時(shí)間之和，電磁閥運(yùn)動(dòng)件關(guān)閉啟動(dòng)延時(shí)時(shí)間指電磁閥失電開始時(shí)刻到電磁閥開始運(yùn)動(dòng)時(shí)刻的時(shí)間。

用AMESim 軟件對單復(fù)位彈簧電磁閥動(dòng)作過程進(jìn)行仿真計(jì)算，所建電磁閥模型如圖4所示，其包括電磁鐵模型(圖4(a))與閥體模型(圖 4(b))。

圖4 單復(fù)位彈簧電磁閥模型

2.1.1 定義材料屬性

電磁鐵及銜鐵材料為DT4C，為一種鐵磁材料，相對磁導(dǎo)率μr如式(1)所示。

(1)

(2)

(3)

式中，μ為DT4C材料的絕對磁導(dǎo)率；μ1為真空的磁導(dǎo)率，μ1=4π×10-7H/m；B為感應(yīng)強(qiáng)度；H為磁場強(qiáng)度。B與H的關(guān)系是非線性的，所以μr為一個(gè)非常數(shù)，隨著外加電場的強(qiáng)度的變化而變化，如圖5所示。在模型中將圖5所示DT4C材料B-H曲線離散成一個(gè)數(shù)據(jù)表格輸入AMESim 模型中。油液的密度設(shè)置為850 kg/m3，絕對黏度為5.1 Pa·s。

圖5 銜鐵與靜鐵芯材料B-H曲線

2.1.2 運(yùn)動(dòng)設(shè)置

設(shè)置電磁閥運(yùn)動(dòng)件的運(yùn)動(dòng)為直線運(yùn)動(dòng)，且通電時(shí)向左運(yùn)動(dòng)，工作氣隙為0.42 mm，殘余氣隙為 0.1 mm，銜鐵的質(zhì)量為26 g，運(yùn)動(dòng)行程為0.32 mm，運(yùn)動(dòng)件總質(zhì)量56 g。電磁閥未開啟時(shí)受到的彈簧預(yù)緊為120 N，彈簧剛度為16.67 N/mm,運(yùn)動(dòng)阻尼系數(shù)設(shè)置為5 N/(m/s)。

2.1.3 邊界條件與激勵(lì)源

考慮銜鐵和靜鐵芯設(shè)置渦流效應(yīng)，利用ANSYS Maxwell 軟件建立電磁力仿真模型，得到電磁鐵電磁力與氣隙和安匝數(shù)的關(guān)系及線圈電感與氣隙和安匝數(shù)的關(guān)系，將上述關(guān)系轉(zhuǎn)化為數(shù)據(jù)表格輸入AMESim電磁鐵模型[17]。

在驅(qū)動(dòng)電路方面，設(shè)置了H橋的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，利用比例積分微分(proportion integration differentiation，PID)控制器調(diào)整脈寬調(diào)制(pulse width modulation，PWM)信號的占空比，然后通過PWM信號控制高速金屬-氧化物半導(dǎo)體場效應(yīng)晶體管(metal-oxide-semiconductor field-effect transistor，MOS場效應(yīng)管)，使得目標(biāo)電流與控制輸入信號一致。

2.1.4 求解設(shè)置

仿真步長設(shè)置為0.01 ms，仿真時(shí)長設(shè)置為15 ms，記錄每個(gè)子步的求解結(jié)果。

2.2 模型試驗(yàn)驗(yàn)證

以單復(fù)位彈簧高速大流量電磁閥為試驗(yàn)對象，電磁閥試驗(yàn)臺結(jié)構(gòu)示意圖如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)臺結(jié)構(gòu)示意圖

整個(gè)試驗(yàn)臺包括高速大流量電磁閥、驅(qū)動(dòng)電路、液壓站、高性能數(shù)據(jù)采集卡和工控機(jī)等。工控機(jī)上位機(jī)發(fā)出輸入控制信號至驅(qū)動(dòng)電路，驅(qū)動(dòng)電路將控制電壓信號轉(zhuǎn)化為對應(yīng)的設(shè)定電流信號，驅(qū)動(dòng)電路的電流采樣部分采集輸出回路的電流信號，與設(shè)定電流信號比較，將兩個(gè)信號間的誤差進(jìn)行放大后通過硬件PID控制處理，并將其放大之后的誤差信號給到電壓脈沖控制芯片TL494。兩者間有誤差時(shí)芯片會(huì)改變輸出的電壓占空比來改變輸出電流，直至兩者間誤差達(dá)到設(shè)置的誤差，即通過設(shè)定電流信號來控制輸出電流信號。通過對電磁閥線圈輸出高電流觸發(fā)電磁閥克服彈簧預(yù)緊力的動(dòng)作，電磁閥完全開啟后，由于銜鐵與靜鐵芯之間的氣隙減小，維持電磁閥開啟狀態(tài)僅需要較小的電流；電磁閥需要復(fù)位時(shí)，直接將輸出電流信號降為0 A，電磁閥在彈簧力作用下復(fù)位。電磁閥動(dòng)作過程中，用安裝在閥體上的電渦流位移傳感器監(jiān)測銜鐵的運(yùn)動(dòng)過程的位移曲線，線圈的電流信號通過互感器測量，控制壓力通過壓電式壓力傳感器測量，測量信號通過采集卡采集，并傳輸至工控機(jī)顯示和數(shù)據(jù)保存，如圖6所示。由于電磁閥動(dòng)作快，選擇了較高響應(yīng)頻率的CZ600型電渦流位移傳感器來測量電磁閥銜鐵位移信號，其響應(yīng)頻率最大為10 kHz，線性范圍為0.30～1.36 mm，測量誤差不超過±1%滿量程；選擇北京科海電子型號為KT50A/P的電流傳感器，量程為0～80 A，測量誤差小于±1 A；選擇瑞士KISTLER壓力傳感器，量程為0～50 MPa，測量誤差不超過±0.13%滿量程。

通過試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的對比，如圖7所示，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間測量值為1.00 ms，計(jì)算值為 0.99 ms，誤差為1.0%；關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間測量值為 1.55 ms，計(jì)算值為1.51 ms，誤差為2.6%，如圖7(a)所示；線圈電流信號方面，由于電流為PWM調(diào)制，波動(dòng)較大，但計(jì)算的電流的趨勢與測量的一致，如圖 7(b)所示；控制腔壓力信號從控制信號發(fā)出到壓力信號降為0 MPa的時(shí)間的測量值為1.10 ms，計(jì)算值為 1.03 ms，誤差為6.3%，如圖7(c)所示。其誤差的產(chǎn)生原因是壓力較大時(shí)孔口存在節(jié)流效應(yīng)，控制腔壓力信號從控制信號結(jié)束到壓力信號升至10 MPa時(shí)，壓力信號測量與計(jì)算幾乎重合，只是電磁閥復(fù)位時(shí)外閥芯與右內(nèi)錐閥芯撞擊后反彈，形成控制腔壓力波動(dòng)。從銜鐵位移、線圈電流及控制腔壓力3個(gè)信號對比可知，計(jì)算結(jié)果能較精確地反映電磁閥動(dòng)作過程，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

圖7 銜鐵位移、線圈電流及控制腔壓力曲線對比

3 雙復(fù)位彈簧高速電磁閥設(shè)計(jì)仿真計(jì)算

3.1 雙復(fù)位彈簧高速電磁閥模型

在驗(yàn)證后的單彈簧高速電磁閥模型的基礎(chǔ)上將電磁閥模型做了調(diào)整，將原單彈簧模型改為基于數(shù)學(xué)分段函數(shù)的雙彈簧模型，如圖8所示。

圖8 單復(fù)位彈簧與雙復(fù)位彈簧電磁閥模型之間的關(guān)系

圖中f(x)為電磁閥在開啟過程中電磁閥運(yùn)動(dòng)件受到的彈簧作用力，其為一個(gè)分段函數(shù)，表達(dá)式如式(4)所示。

(4)

式中，Kl為低剛度彈簧的剛度，N/mm；F0為低剛度彈簧的預(yù)緊力，N；Kh為高剛度彈簧的剛度，N/mm；x為電磁閥運(yùn)動(dòng)過程中的位移，mm。

原有單彈簧的剛度為16.67 N/mm，預(yù)緊力為 120 N，考慮到需減少電磁閥開啟和關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間，將新方案的低剛度復(fù)位彈簧剛度Kl設(shè)置為16 N/mm，預(yù)緊力設(shè)置為110 N，高剛度彈簧剛度分別設(shè)置為100、80、60 N/mm，δ分別設(shè)置為0.01、0.02、0.05、0.10 mm。計(jì)算的結(jié)果如表1所示。

表1 參數(shù)Kh、δ與電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的關(guān)系

3.2 因素敏感性分析

為了研究雙復(fù)位彈簧方案，Kh、Kl、δ及F0這4個(gè)參數(shù)對電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的敏感性，對4個(gè)因素、各個(gè)水平按表2進(jìn)行參數(shù)化計(jì)算分析。

表2 參數(shù)化計(jì)算表

通過對4個(gè)因素各水平的72種組合的參數(shù)計(jì)算分析，得出各因素及其二階交互對電磁閥開啟和關(guān)閉響應(yīng)的敏感性箱線圖，如圖9所示。從單因素來看，對電磁閥開啟或者關(guān)閉響應(yīng)影響最大的是低剛度彈簧預(yù)緊力F0，其次為δ；而二階交互因素來看，對電磁閥開啟或者關(guān)閉響應(yīng)影響最大的是F0*δ，其次為F0*Kh。

圖9 電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響因素敏感性分析

4 分析與討論

基于前文的計(jì)算結(jié)果，為了進(jìn)一步找出影響雙復(fù)位彈簧電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的機(jī)理，對影響電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)較為敏感的參數(shù)F0、δ及Kh進(jìn)行單獨(dú)分析討論。

4.1 低剛度彈簧預(yù)緊力對電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

設(shè)置F0分別為100、110、120 N，設(shè)置δ分別為0.01、0.02、0.05、0.10 mm，隨F0增加，無論δ選取何值，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間增加，關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間減少。隨δ增加，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間減少，但幅度很小，關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間增加，如圖10所示。原因是隨著δ的增加，開啟過程中高剛度彈簧的力加載在電磁閥運(yùn)動(dòng)件的時(shí)間更晚，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間減少。在關(guān)閉響應(yīng)方面，隨著δ的增加，電磁閥開啟過程中動(dòng)能轉(zhuǎn)化為高剛度彈簧的彈性勢能少，表現(xiàn)為電磁閥在復(fù)位的過程中關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間增加。對比單彈簧的情形，選取F0為110 N，不論δ選取何值，電磁閥的開啟與關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間均有不同程度的減少，這說明雙彈簧方案選取合適的F0可以同時(shí)提高電磁閥開啟/關(guān)閉響應(yīng)速度。

圖10 低剛度彈簧不同預(yù)緊力與電磁閥響應(yīng)的關(guān)系

4.2 高剛度彈簧剛度對電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

設(shè)置Kh為100、110、120 N，δ分別設(shè)置為0.01、0.02、0.05、0.10 mm，隨著彈簧剛度增加，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間增加，關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間減少。隨δ的增加，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間減少，但幅度很小，關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間增加，如圖11所示，原因與前文中分析一致。但對比單彈簧的情形，雙彈簧方案均實(shí)現(xiàn)電磁閥開啟/關(guān)閉響應(yīng)速度的同時(shí)提高。

圖11 高剛度彈簧不同剛度與電磁閥響應(yīng)的關(guān)系

選取低剛度彈簧預(yù)緊力為110 N而剛度為 16 N/mm，高剛度彈簧剛度為100 N/mm而δ選取 0.01 mm 的情況展開分析。電磁閥開啟過程運(yùn)動(dòng)件運(yùn)動(dòng)速率相較單彈簧略有提升，如圖12所示。原因是低剛度彈簧預(yù)緊力由原120 N下降為110 N，在電磁力一定的情況下，開啟阻力減小，開啟響應(yīng)時(shí)間由原先0.99 ms下降為0.98 ms，減少了1.0%。關(guān)閉響應(yīng)方面，雙復(fù)位彈簧情況下電磁閥的最高速度為 0.84 m/s,比單彈簧最高速度0.86 m/s小，但響應(yīng)時(shí)間卻由原1.51 ms減少為1.28 ms,下降0.23 ms,降幅達(dá)15.2%。如圖12所示。原因有兩方面：其一，電磁閥在開啟階段后半段銜鐵的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為高剛度彈簧的彈性勢能儲存起來，儲存的彈性勢能使得電磁閥在關(guān)閉時(shí)銜鐵開始啟動(dòng)的時(shí)刻由原先的10.50 ms提前到10.35 ms，即電磁閥關(guān)閉啟動(dòng)延時(shí)減少0.15 ms；其二，電磁閥復(fù)位過程中，雙彈簧方案銜鐵啟動(dòng)后在高、低兩種剛度的作用下開始的速度上升率較單彈簧大，運(yùn)動(dòng)件運(yùn)動(dòng)時(shí)間減少0.08 ms。在銜鐵啟動(dòng)與高剛度彈簧脫離之后，只有低剛度彈簧作用下銜鐵運(yùn)動(dòng)速度上升率減緩，呈現(xiàn)先急后緩運(yùn)動(dòng)規(guī)律，這樣既減少了電磁閥關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間，又降低了電磁閥外閥芯落座的速度，提高了電磁閥工作的可靠性。

圖12 Kh=100 N/mm、Kl=16 N/mm、F0=110 N時(shí)，電磁閥銜鐵位移、速度與δ之間的關(guān)系

5 結(jié)論

(1)從單因素來看，對柴油機(jī)電控噴油系統(tǒng)電磁閥開啟或者關(guān)閉響應(yīng)影響最大的是低剛度彈簧預(yù)緊力，其次為高剛度彈簧右端面與銜鐵之間的間隙；而從二階交互因素來看，對電磁閥開啟或者關(guān)閉響應(yīng)影響最大的是低剛度彈簧預(yù)緊力與高剛度彈簧右端面與銜鐵之間的間隙的交互，其次為低剛度彈簧預(yù)緊力與高剛度彈簧剛度的交互。

(2)雙復(fù)位彈簧的設(shè)計(jì)方案可以同時(shí)提高電磁閥開啟與關(guān)閉的響應(yīng)速度。當(dāng)?shù)蛣偠葟椈深A(yù)緊力為110 N而剛度為16 N/mm，高剛度彈簧剛度為 100 N/mm 且高剛度彈簧端面與銜鐵的初始間隙為0.01 mm時(shí)，電磁閥開啟響應(yīng)時(shí)間減少了1.0%，關(guān)閉響應(yīng)時(shí)間減少了15.2%；在關(guān)閉復(fù)位過程中，銜鐵運(yùn)動(dòng)速率呈現(xiàn)“先急后緩”的規(guī)律，降低了電磁閥外閥芯落座的速度，提高了電磁閥工作的可靠性。