自锁电磁铁的磁路属于“动态式”磁路,主要表现为磁阻随工作气隙变化而变化,开/关线圈产生的瞬时外加磁场也影响着永磁体的工作点。现代稀土永磁体的退磁曲线为一条直线,且回复曲线与之重合,不必考虑非线性问题^[14-15],在磁路计算时可以将永磁体处理为一个恒定的等效磁势IN_m和一个线性的磁阻R₀的串联; 线圈磁势由激励电流及匝数确定; 工作气隙磁阻可按磁极形状分割圆柱体磁阻和圆筒形磁阻,非工作气隙磁阻可按圆筒形磁阻计算; 导磁环、壳体等导磁零件的磁阻可按线性即类似非工作气隙磁阻处理,结合阀门结构示意图和工作原理,根据磁阻分布和串并联关系简化得到自锁电磁铁的等效磁路图,如图2所示。

图2 等效磁路图
Fig.2 The magnetic circuit diagram

磁路中上、下两个控制线圈的磁势分别为IN_A和IN_B,R₁和R₂分别为上、下磁路的等效磁阻,R_m为干路等效磁阻。根据磁路基尔霍夫二定理:闭合磁路的磁动势等于各段磁路上磁势降落之和,采用叠加原理求解上、下磁路的磁通得

Φ_m1=(IN_mR₂+IN_A(R_m+R₂)-IN_BR_m)/(R₁R₂+R_m(R₁+R₂))(1)

Φ_m2=(IN_mR₁+IN_B(R_m+R₁)-IN_AR_m)/(R₁R₂+R_m(R₁+R₂))(2)

式中:Φ_m1为磁路通过工作气隙δ₁ 的磁通,Wb; Φ_m2为磁路通过工作气隙δ₂ 的磁通,Wb。

假设工作气隙中的磁通密度是均匀的,由麦克斯韦电磁吸力基本公式可得到电磁合力F_d为

F_d=F₁-F₂=(Φ²_m1)/(2μ₀S₁)-(Φ²_m2)/(2μ₀S₂)(3)

当式(1)和式(2)中线圈磁势IN_A、IN_B均为0时,即磁路中只有永磁铁作用,电磁合力转化为永磁吸力。

自锁电磁铁是一个同轴套管式结构,二维轴对称仿真模型能够完整反映其三维情况,考虑到后续研究中偏置阀芯,其为非轴对称模型,故采取三维建模仿真,图3为在低频电磁仿真软件MagNet中建立的自锁电磁铁三维模型的纵截面,使用软件提供的自适应网格划分工具对模型进行自动网格生成,在保证计算精度的同时减小计算量,对阀芯区域局部划分精细网格。

图3 磁场有限元仿真模型
Fig.3 Finite element simulation model

模型中永磁铁使用高性能铷铁硼永磁铁,牌号为NdFeB 300/160,磁极内弧“N”,外弧“S”; 阀芯、壳体、导磁环均使用高饱和磁感应强度软磁合金BYR1,磁导率由B-H曲线定义; 密封块、隔磁环和隔磁垫片的磁导率都很小,因此按真空材料处理。各模块的具体材料属性如表 1所示。在MagNet软件中创建并自定义上述材料,将材料属性分别赋予对应结构的物理模型。仿真模型中不设置特殊边界条件,即考虑磁路中的漏磁,将求解区域外边界设置为气球边界。励磁源设置为控制线圈910安匝。

表1 组件材料及属性
Tab.1 Material model attributes

使用磁路分割法数学模型和磁场有限元方法计算4种典型工况,即阀芯分别处于关闭和开启位置时,断电状态下的自锁力和通电状态下的电磁吸力。4种工况分别代表磁自锁阀在断电状态下自保持开启、关闭状态和通电状态下开启、关闭瞬间,仿真计算结果如下。

选取11台产品进行吸力试验,利用微机控制弹簧拉压试验机测量上述4种工况的自锁力或电磁合力,测试结果与计算结果对比情况如表 2所示。

表2 4种工况下电磁吸力计算结果
Tab.2 Simulation results of electromagnetic force for four cases 单位:N

对比两种计算方法结果及试验测量数据可得,磁路分割法较为保守,与试验数据误差较大,主要是因为在计算时将铁磁阻线性化考虑以及对漏磁的估计不准。准确预测磁路构造分布与估算导磁体内磁感应强度及磁阻对磁路分割法的计算精度具有很大影响,在一定精度范围内,采用磁路分割法的计算结果准确度可以满足工程计算要求。磁场有限元法计算结果与试验数据比较接近。磁场有限元法将磁自锁阀离散单元化,得到其磁场分布情况,磁力线分布示出磁路结构,磁感应强度分布示出磁路工作原理。

图4为阀芯分别位于关位和开位时的表面磁感应强度,从图中可以看出磁感应强度呈上下高、中部低的层状分布; 由磁路结构确定,磁通从阀芯中部进入,再从上下两端离开,因此磁感应强度在阀芯上下端面集中而高于中部; 在关位时下侧气隙小于上侧,导致磁感应强度在小气隙侧更大; 此外在导磁环与隔磁环交界处,磁感应强度由于散磁通的影响而有所增加。开位时的磁感应强度与关位时的正好相反,这是由于上侧工作气隙小于下侧气隙。

图4 阀芯完全对中时的表面磁感应强度云图
Fig.4 Magnetic induction intensity on the surface of armature

图5为通过磁场有限元法得到的4种工况的磁力线分布与磁感应强度分布。磁力线分布明确反映了磁路结构,图5(a)、图5(b)中,永磁场通过壳体与导磁环形成上下两个包围隔磁环与线圈的环形闭合磁路,且更多地穿过气隙较小的一侧。永磁体位置布置合理,磁路内没有明显磁饱和的情况,磁力线较好地被约束在磁路内。图5(c)、图5(d)中磁力线包围激励线圈分别形成对应的关闭磁回路和开启磁回路,磁路内磁力线数量明显增加,由于控制磁场与极化磁场相互叠加,磁路并不稳定,而有部分磁力线逸出磁路,产生一定漏磁。磁感应强度主要集中在磁通面积较小的软磁合金壳体外部和最小工作气隙处。在断电状态下,永磁体作为唯一的励磁源,磁感应强度在小工作气隙处大于大工作气隙处,由此形成自锁力。同时,主磁路中磁感应强度基本处于0.6～1 T,在此范围内软磁合金BYR1具有较大磁导率,从而可获得较大的自锁力。在通电状态下,磁路中的工作气隙和壳体外部出现明显磁饱和,在磁路转角过渡处亦存在局部磁饱和,隔磁角度对吸力存在重要影响^[16]。磁场有限元法的仿真结果中,由磁力线分布验证了磁路分割法中对磁路结构的准确建模; 由磁感应强度的分布情况验证了计算铁磁导时按线性处理的合理性。

图5 有限元法计算的磁力线分布及磁感应强度分布
Fig.5 Simulation results of static electromagnetic field simulation

阀芯在偏心状态下会与导向面直接接触,但是在MagNet软件中,所有导体不得接触且必须完全包围在空气域内,因此模型中阀芯与导向面的接触位置留有0.001 mm的间隙,并在导向面内建立包围阀芯的圆柱体InnerAir区域,同时赋予该空气域表面向内生成的2层总厚度为0.001 mm的边界层网格以保证阀芯完全包围于空气域内。材料参数设置与表 1相同,建立阀芯在偏心状态下的三维仿真模型。

研究配合间隙的影响时,分别调整单边间隙为0.03、0.04、0.05、0.06、0.07、0.08 mm,偏心距e等于单边间隙宽度,采用磁场有限元法对不同偏心距下阀芯所受永磁吸力进行仿真计算。永磁吸力计算如图7所示,阀芯表面磁感应强度如图8所示。

图7 不同偏心距下的永磁吸力变化
Fig.7 Electromagnetic force with different eccentricity

图8 关闭状态时不同偏心距下的阀芯表面磁感应强度云图
Fig.8 Magnetic induction intensity on the surface of armature with different eccentricity in the closed state

由图7可知,磁自锁阀阀芯处于偏心状态且仅有永磁铁作用时,阀芯所受永磁吸力为沿轴向的自锁力和沿阀芯径向的侧向永磁力,侧向永磁力是由于阀芯偏心后,两侧气隙宽度不同而形成的。其中自锁力受偏心量的影响较小,随偏心量的增加有小幅降低,其原因为配合间隙增大,磁阻增大。侧向永磁力受偏心量影响较大,在单边配合间隙仅为0.03 mm时,侧向永磁力便有24.5 N,与自锁力相当,且在所选研究的配合间隙范围内基本按对数规律增大,在配合间隙小于0.06 mm时,侧向永磁力随偏心量增加快速增大; 大于0.06 mm后,增加幅度减小,并逐渐趋于平缓。根据许闯等研究,阀芯上下受力不均还将产生扭转力矩使阀芯倾斜^[17]。

从图8中分析磁感应强度得出:阀芯偏心后,由于导磁环与隔磁环交接处的散磁通,将阀芯表面磁感应强度分为上中下3个部分。被导磁环包围的阀芯中部,磁感应强度在偏心侧的比例增加,在背离偏心侧的比例减小,两侧磁感应强度分布不均,产生侧向电磁力。此外,阀芯在工作气隙处的端面上,磁感应强度也显现出偏心侧高、背离侧低的分布,使阀芯受力更加复杂。随着阀芯偏心量的增加,磁感应强度在偏心侧逐渐增加,背离偏心侧逐渐减少,随着磁感应强度差的增加,阀芯侧向电磁力逐渐增加,使阀芯趋向偏心侧运动,并与导向面紧密贴合,增大偏心接触位置压强是导致阀芯卡滞的重要原因。

阀芯磨损过程发生在控制线圈通电,阀芯在电磁合力作用下运动的过程中。仿真模型为关闭状态,因此给开线圈设置激励电流分别为0、70、140、210、280 A,模拟电流不断增加的准静态开启过程中,阀芯所受线圈电磁力始终小于自锁力,阀芯始终保持在关闭位置上。针对上文中不同配合间隙的情况,仿真得到侧向电磁力随电流的变化如图9所示。

图9 侧向电磁力随电流的变化曲线
Fig.9 Lateral electromagnetic force with different current

图9中侧向电磁力曲线表明:配合间隙在0.03～0.08 mm 之间变化时,侧向电磁力变化趋势基本相同。在任意配合间隙内,侧向电磁力随安匝数的增加而增加。在安匝数为280 A时,线圈电磁吸力与自锁力基本相同,磁自锁阀响应时间很短,阀芯在一瞬间完成位置转变,阀芯在运动过程中始终受到侧向电磁力作用。

偏心状态的阀芯会受到侧向电磁力作用,使阀芯挤压导向面,加剧表面的磨损,是降低阀门寿命的重要原因。为提高磁自锁阀的动作寿命,必须减小侧向电磁力,减小摩擦。从前面的仿真中可以知道,侧向电磁力受偏心量的影响较大,减小偏心程度从而减小侧向电磁力是最直接有效的方法。如图 10所示,在阀芯表面沉积非金属膜层后,偏心距e有所减小; 同时,镀膜填补了一定的气隙空间,使偏心两侧的气隙差减小。非金属镀膜的磁导率很小,可将其视作空气域。

图 10 非金属镀膜示意图
Fig.10 Schematic diagram of non-metallic coating

本文仿真了阀芯与导向面单边配合间隙为0.05 mm的状态情况,设置偏心距e分别为0.01、0.02、0.03、0.04 mm,通过仿真得到侧向永磁力和自锁力如表 3所示,阀芯表面磁感应强度分布如图 11所示。

表3 不同偏心距下电磁吸力计算结果
Tab.3 Simulation results of electromagnetic force for different eccentricity

图 11 关闭状态时阀芯表面磁感应强度云图
Fig.11 Magnetic induction intensity on the surface of armature in the closed state

从表 3中可以看出,通过减小阀芯的偏心距可以显著减小侧向电磁力,从最大偏心度0.05 mm开始,每减小0.01 mm的偏心量,约减小50侧向电磁力。从磁感应强度分布看出阀芯在偏心侧和背离侧的磁感应强度逐渐趋于均匀,呈现阀芯完全对中状态时的层状分布结构,因此侧向电磁力减小。

控制阀芯偏心量的几种方法如下。

1)通过提高加工精度,减小装配间隙,可直接控制偏心量,但受加工经验限制,无法完全保证效果。此外,根据仿真结果,配合间隙较小的情况下,依旧有较大的侧向电磁力。

2)调整电磁阀磁路,减小隔磁环尺寸,增加壳体导磁部分的尺寸,可使磁通更为均匀,减小衔铁扭转力矩^[17]。

3)使用挠性支撑片定位阀芯位置,实现阀芯无摩擦运动,此类阀门称为衔铁悬空式电磁阀^[18-19],具有动作寿命长的特点,但衔铁悬空式磁自锁阀的结构更加复杂^[20]。

4)通过在阀芯表面沉积非金属膜层,可利用膜层补偿一部分配合间隙和隔离阀芯与导向面,使导向面金属表面—阀芯金属表面摩擦副转变为导向面金属表面—膜层非金属摩擦副,削弱摩擦作用带来的机械损伤,可有效提高阀门动作寿命。

本文中所研究的磁自锁阀已实现此工艺的成功应用,并通过1万次寿命试验考核,寿命试验后产品各项性能指标满足技术指标要求。