一種直動式電磁閥結構優化設計與仿真

高 鑫,蔡大靜,卓 亮,陳 強

(貴州航天林泉電機有限公司,貴州 貴陽 550000)

0 引言

電磁閥作為一種高壓流體通斷控制的關鍵器件,廣泛應用于液壓氣壓傳動系統和火箭發動機燃氣氣流控制系統中,特別是當前飛速發展的姿軌控發動機系統,流體介質燃溫高達1200 ℃,使用工況惡劣且對可靠性和重量要求較嚴格。目前,研制的電磁閥主要應用于發動機姿態控制系統燃氣氣流的通斷控制,工作介質溫度范圍250～1200 ℃,工作壓強0～16 MPa,高溫持續運行時間1.5～600 s。

在電磁閥的改進優化發展過程中,研究人員主要從高溫電磁閥的密封、隔熱、散熱、流道結構、流量等方面進行了研究和優化。陳學勇等,主要從高溫材料、高溫動密封結構、電磁力等方面對高溫電磁閥進行了優化設計仿真研究[1-2];孫麗麗等,主要在高溫電磁閥設計、生產、檢驗、維護等方面進行了研究分析和改進[3];王力軍等,通過研究新型密封材料(PFA)在高溫電磁閥上的應用,使電磁閥的熱真空試驗溫度達到-15～135 ℃[4]。

在電磁閥設計研究過程中,借助流體仿真軟件、溫度場仿真軟件、電磁仿真軟件,進行相關仿真分析和計算,代替實物試驗對高溫、高壓、流體、電磁等項目進行研究和分析,可以加快研制進度,為產品的設計研制提供參考和依據。

1 結構及工作原理

1.1 電磁閥設計要求

本項目研究的電磁閥基本設計要求:電磁閥工作介質溫度250 ℃,最大工作壓強10 MPa,入口和出口通徑Φ10 mm,入口到出口壓力損失不大于0.5 MPa(入口4 MPa,出口接Φ6.3 mm時),額定工作電壓28 VDC,最長工作時間10 min(單次持續不大于3 min)。工作電流不大于2.5 A,總重量不大于0.9 kg,總長度不大于142 mm,最大外徑不大于Φ45 mm。

1.2 閥體結構設計

根據以上設計要求,首先確定滿足壓力損失要求的流道結構。在進行流道結構設計時,通過適當增大流通截面積,減小流道長度,使流道沿流道方向盡量平滑等方法,并結合流體仿真軟件,完成了流道結構設計,如圖1所示。

圖1 流道結構仿真與設計

由圖1可以看出,電磁閥內壓力分布比較均勻,從入口到出口壓力損失較小,說明流道設計合理。壓力氣體抵達Φ6.3 mm喉部處的壓力能夠保持4 MPa,壓力損失不大于0.3 MPa,滿足設計要求。

根據流道結構,完成了常規直動式電磁閥和優化后電磁閥結構設計,如圖2、圖3所示。

圖2 常規直動式電磁閥結構方案示意圖

圖3 電磁閥優化方案示意圖

原方案采用直動式實心閥芯結構,需要開啟時電磁鐵通電,由電磁力克服閥芯受到的流體壓力、摩擦力和彈簧推力后完成電磁閥開啟。這種方案需要較大功率的電磁鐵,產品總重量和功耗較大。

優化方案設計如圖3所示,引入先導閥的設計思想,通過創新設計,采用內引流結構,在閥體結構中心設置引導導管、閥芯、鋼球、過流支架、先導閥芯、泄放閥芯等結構,將入口高壓區高壓流體引入開閥腔,輔助打開主閥芯。外形接口與流道結構不變,在滿足設計要求的前提下,產品總重量和功耗大幅降低。

采用了降低熱傳導效率、隔斷熱輻射兩種隔熱原理,在閥體與電磁鐵的對接面和對接止口處采用聚四氟乙烯板進行隔斷,減小熱傳導路徑截面積,增加熱傳導路徑長度。

1.3 優化方案工作原理

工作介質(高溫高壓流體)由入口進入閥體,電磁閥為常閉電磁閥,未通電時高溫高壓流體被阻斷在閥體內入口側。當需要開啟電磁閥時,線圈通電,銜鐵產生吸合力推動泄放閥芯向先導閥芯側運動,先導閥芯隨即推動鋼球,高壓流體從鋼球處小孔進入過流閥芯然后進入先導腔,先導腔中壓力氣體推動活塞和閥芯向左移動,使主閥口打開,入口側流體通過閥口與出口導通,電磁閥開啟。

當需要關閉電磁閥時,電磁鐵斷電,銜鐵壓簧推動銜鐵和泄放閥芯向右運動,鋼球閥芯在鋼球壓簧的作用下向右運動阻斷過流閥芯端面孔口,先導腔中高壓流體通過泄放閥芯中心孔泄放到外部。閥芯在閥芯壓簧和流體介質壓力的作用下回到閥口位置,電磁閥回到關閉狀態。

2 設計與仿真分析

針對電磁閥的關鍵技術指標,主要對閥芯(主閥芯)受力情況、電磁鐵設計以及電磁力計算和仿真分析。

2.1 啟動所需電磁力計算及對比

2.1.1 原方案所需電磁力

原方案所需最小電磁力為閥芯所受氣壓力、閥芯壓簧推力、復位彈簧推力和摩擦力之和,閥芯壓簧和復位彈簧結構參數見表1。

氣壓力根據公式(1):

F=P·S

(1)

式中:F—閥芯所受氣壓力,N;P—工作介質壓強,Pa;S—閥芯軸向絕對受壓面積,m2。

已知工作介質最大壓強為10×106Pa,閥芯軸向絕對受壓面積S=153.9 mm2(Φ14 mm),通過計算可得:

原方案閥芯所受最大氣壓力F1=1539 N;

平均單個密封圈摩擦力f1=2 N,忽略銜鐵摩擦力;

彈簧初始阻力之和F2=23 N+5.8 N=28.8 N

則原方案在工作介質壓強為10 MPa時,需要的最大電磁力Fmax1=1539 N+2 N+28.8 N=1569.8 N。

2.1.2 優化方案所需電磁力

為保證主閥口與原方案密封性能相同,閥芯壓簧力學參數保持不變,并增加鋼球壓簧,優化方案中各彈簧主要技術指標見表2。優化方案采用先導式驅動方式。

表2 優化方案中各彈簧主要技術指標

先導開啟驅動力:Fq=PS,若正常工作壓力為0.5～10 MPa,先導腔內活塞環形面積S1=330.5 mm2,因此開啟驅動力范圍為Fq=165.2～3305 N。

先導開啟阻力:閥芯左端面氣壓力:F2=PS2,S2=138.0 mm2,因此開啟氣壓阻力范圍為Fz=69～1380 N。

先導驅動力遠大于阻力(Fq>Fz)和摩擦力,因此,只要保證電磁鐵產生的驅動力能夠推動先導閥芯,從而推動鋼球打開先導流路通道即可實現電磁閥開啟。

經分析,優化方案電磁力需要克服的阻力包括:

銜鐵壓簧推力:F3=4.5 N;

鋼球壓簧推力:F4=0.32 N;

氣壓對鋼球產生的最大壓力F5=17.6 N(閥芯中心小孔孔徑1.5 mm);

密封圈摩擦阻力f2=2×2 N=4 N;

若忽略其他摩擦力,則介質壓強為10 MPa時,需要的最大電磁力為Fmax2=F3+F4+F5+f2=4.5 N+0.32 N+17.6 N+4 N=26.42 N。

2.2 電磁鐵設計及工作能力對比

2.2.1 原方案電磁鐵設計及工作能力分析

原方案電磁鐵參照我廠常用電磁鐵中成熟規格,電磁鐵重量約為2 kg,電阻4.1 Ω,額定工作電壓(28 V DC)下,工作電流為6.82 A,功率為191 W。

對常規隔熱結構電磁閥(圖4)進行了最惡劣工況(電磁鐵持續工作3 min,電磁閥持續工作10 min)下的熱仿真,主要隔熱材料為高硅氧玻璃鋼,平均熱導率設為1.4 W/( m·℃),密度為2500 kg/m3,比熱容為750 J/(kg·℃);閥體和電磁鐵主要材料為不銹鋼和電工純鐵,平均熱導率設為60 W/(m·℃),密度為7850 kg/m3,比熱容為434 J/(kg·℃)。

圖4 常規隔熱結構電磁閥溫度場仿真結果

仿真結果如圖4、圖5所示。

圖5 常規隔熱結構電磁閥溫度變化曲線

圖6 繞組排列繞制結構示意圖

由圖4可以看出,常規隔熱結構電磁閥在250 ℃工作介質下按極限工況工作600 s后,電磁鐵最低溫度達到了210.97 ℃,最高溫度超過了220 ℃,不滿足要求。

2.2.2 優化方案電磁鐵設計及工作能力分析

根據電磁鐵最高工作溫度上限進行了電磁鐵隔熱設計,為了在產品工作過程中盡量減少熱量從閥體傳到電磁鐵,根據閥體設計需要和工作特點,電磁鐵氣隙長度為0.7 mm,在工作過程中,電磁鐵產生的吸力應始終大于銜鐵壓簧、鋼球壓簧、鋼球受到的氣壓力、摩擦阻力之和(Fmax2=26.42 N)。根據電流(不大于2.5 A)要求和最大工作電壓(31 V),即線圈最小電阻Rmin=12.4 Ω。

首先,通過可用功率和工作電壓計算出工作電流,然后根據電流選取漆包線規格,根據絕緣需要和耐溫等級需要選擇確定漆包線線徑d,或通過公式(2)計算出銅導線線徑,然后選取合適的漆包線。

(2)

式中:d—銅導線線徑,mm;U—線圈的電壓,V;ρ—導線的電阻系數,Ω·mm2/m;r—線圈內徑,m;l—線圈高度,m;IW—磁勢,安匝。

然后計算線圈匝數、漆包線長度和電阻,用于計算工作電流。

a)線圈匝數計算

線圈匝數計算按公式(3):

(3)

式中:Ns—線圈匝數;l—U形槽寬度,mm。

b)漆包線長度計算

漆包線長度計算按公式(4):

LZ=2nsπRp

(4)

式中:Lz—漆包線總長,m;Rp——線圈中間層與線圈骨架軸向的距離,m。

c)漆包線電阻計算

漆包線電阻計算按公式(5):

RZ=2nsπRpRX

(5)

式中:Rz—漆包線電阻,Ω;Rx—漆包線電阻(標稱值),Ω/m(按GB/T6109.1—2008)。

d)工作電流計算

電磁鐵工作電流計算按公式(6):

(6)

式中:I—電磁鐵工作電流,A。

電磁鐵電磁力計算按公式(7):

(7)

式中:F—電磁力,N;η—真空磁導率,其值為1.25×10-6H·m-1;Δ—氣隙長度,m。S—氣隙處磁路有效截面積,m2。

為保證閥門在規定的響應時間內開啟,電磁力應滿足公式(7)。

根據經驗和設計要求,初步確定線圈骨架U形槽尺寸,選擇合適的漆包線,根據U形槽截面計算出線圈匝數,然后計算出漆包線總長和總電阻,然后進行電磁力仿真計算。通過計算得到非自粘漆包線線圈參數見表3。采用聚酰亞胺漆包線,耐熱等級220 ℃。

表3 電磁鐵線圈參數

采用Maxwell軟件進行電磁鐵電磁力仿真,得到電磁鐵額定工況下銜鐵運動過程中電磁力的變化仿真值,如圖7所示,最小額定電磁力為43.5 N,滿足設計要求。

圖7 工作電壓28V時電磁吸力變化

完成隔熱設計后,進行了最惡劣工況(電磁鐵持續工作3 min,電磁閥持續工作10 min)下電磁閥瞬態溫度場仿真。

經分析,熱量主要從閥體與電磁鐵接觸的部位以及接觸到燃氣的部位傳遞給電磁鐵,熱傳遞主要與材料的熱導率、密度、比熱容等特征有關。隔熱件為聚四氟乙烯,平均熱導率設為1.1 W/( m·℃),其他參數與原方案相同。

通過熱仿真,得到了電磁鐵在極限工況下溫度上升至93 ℃,如圖8所示。

圖8 改進優化方案(電磁鐵)溫度仿真云圖

當溫度上升后,繞組的電阻會有一定的升高,根據公式(8):

R1=R0(1+αΔT)

(8)

式中:R1—溫升后的電阻,Ω;R0—溫升前的電阻,Ω;α—電阻溫度系數,1·℃-1;ΔT—溫度升高值,℃。

已知制作繞組的漆包線電阻溫度系數為0.00393 ℃-1,常溫時繞組線圈的電阻為16.34 Ω。當溫度上升至93.5 ℃后電阻達到20.9 Ω。

當電磁鐵溫度上升至93.5 ℃,工作電壓下降至25 V時,電磁力仿真結果如圖9所示。

圖9 電磁鐵溫度升至92℃且電壓降低至25 V時的極限工況電磁力

如圖9所示,曲線為電磁力(驅動力),為37.2～72.3 N;直線為阻力,驅動力始終大于阻力,說明電磁閥極限工況工作性能滿足要求。

3 對比分析

通過對直動式電磁閥進行結構優化改進,使得電磁閥主要性能指標得到了明顯改善,相關技術指標對比見表4。

表4 優化前后電磁閥主要技術指標對比

通過對比可知,經過優化后的電磁閥在產品重量、額定功率、最大工作壓強、極限工況下電磁鐵最高溫度等關鍵指標都得到了很大改善,其中重量減少為原重量的30%、額定功率降低為原方案的25.1%、最大工作壓強提升為原方案的1.6倍、極限工況下電磁鐵最高溫度降低130.4 ℃。各項性能指標的大幅提升,可更好應用在航空、航天領域。

通過對比分析可知,優化后的電磁閥設計方案,優勢明顯,特別在高壓或超高壓流體的通斷控制方面有著不可替代的優勢。通過示波器檢測閥體入口和出口反饋電壓波形,測得該電磁閥響應時間為5～10 ms(直動式為15～30 ms),響應性能較好。

4 結論

在外部接口和流道結構相同的前提下,通過對現有常規直動式電磁閥的結構進行優化設計,使得優化后的電磁閥在產品重量、額定功率、最大工作壓強、極限工況下電磁鐵最高溫度等關鍵指標都得到了較大改善。

大幅減小了電磁閥開啟所需的推力,在有效通徑為10 mm,壓力損失相同的情況下,優化后方案重量減少為原重量的30%、額定功率降低為原方案的25.1%、最大工作壓強提升為原方案的1.6倍,響應速度提高了1.5倍以上,實現了小功率電磁閥對大流量高壓強流體通斷的控制。通過隔熱、絕熱設計,減小熱傳遞路徑截面積并減少熱輻射,可以大幅減少熱量的傳遞和輻射,有效降低電磁鐵輻射范圍內溫度,極限工況下電磁鐵最高溫度降低至優化前的41.8%。