电控增压泵高速电磁阀的性能分析及优化设计.docx
《电控增压泵高速电磁阀的性能分析及优化设计.docx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《电控增压泵高速电磁阀的性能分析及优化设计.docx（31页珍藏版）》请在冰豆网上搜索。
电控增压泵高速电磁阀的性能分析及优化设计
电控增压泵高速电磁阀的性能分析及优化设计
电控增压泵高速电磁阀是超高压共轨系统控制的关键部件之一，通过精确调节其开闭时刻对电控增压泵内燃油进行泄放，从而实现系统高精度、灵活的增压和柔性喷油速率控制。
其强电磁力和快速响应特性决定着超高压共轨系统增压控制信号的响应速度，同时影响着系统的喷油速率。
因此，开展电控增压泵高速电磁阀性能分析及优化研究，对提升超高压共轨系统性能有着重要意义。
本文针对电控增压泵高速电磁阀，深入进行了电磁阀性能分析及优化设计，主要完成了以下工作：
首先，在AnsoftMaxwell环境下建立了电磁阀的三维静态求解有限元模型，通过平台试验数据验证了仿真模型的准确性。
其次，根据建立的静态模型研究了主副磁极半径、工作气隙、驱动电流、线圈匝数、线圈位置、衔铁厚度、阻尼孔半径、阻尼孔位置这9个参数及这些因素在不同电流下对静态电磁力的影响规律，其中，驱动电流、主磁极半径、衔铁厚度、工作气隙、线圈匝数、阻尼孔半径是电磁力主要影响因素，其余因素是电磁力次要影响因素。
最后，在此基础上，基于Design-Expert软件，针对8个因素运用BBD响应面法拟合出静态电磁力的回归模型，并对模型进行了验证分析，进而进行优化，并得出优化设计结论，优化后的电磁力提升了56.3%。
引言
能源问题一直以来都是困扰世界各国发展的主要问题之一，为了应对越来越严格的排放法规和燃油经济性的要求，电控喷油技术应运而生并不断发展研究，逐渐取代一些较为传统的机械式喷油技术。
为此，世界各大发动机制造商不惜投入巨资，运用高科技手段展开柴油机电子控制燃油喷射系统的研究，并已在提高柴油机性能，降低燃油消耗和改善有害物排放等方面取得了重大突破，共轨电控燃油喷射技术就是其中的代表。
相比于传统的机械式喷油技术，共轨电控燃油喷射系统具有控制自由度大，功能齐全，控制精度高等优点，从而可大幅度地提高柴油机的性能。
电控增压泵高速电磁阀是超高压共轨系统控制的关键部件之一，通过精确调节其开闭时刻对电控增压泵内燃油进行泄放，从而实现系统高精度、灵活的增压和柔性喷油速率控制。
其强电磁力和快速响应特性决定着超高压共轨系统增压控制信号的响应速度，同时影响着系统的喷油速率。
所以开展电控增压泵高速电磁阀性能分析及优化研究，对提升超高压共轨系统性能有着重要意义。
高速电磁阀简述
高速开关阀的研究过程中，有三种较为典型的电-机械转换器结构：
高速强力电磁铁、压电陶瓷驱动器、超磁致伸缩驱动器等。
其中，以高速强力电磁铁作为转换器的高速电磁阀控制更为灵活、精确，技术容易实现，所以使用最为广泛。
高速电磁阀性能要求
电控增压泵高速电磁阀的性能要求包括以下几个要求[1,2]：
（1）快速响应能力
在电控增压泵工作过程中，每一次的泄油都需要高速电磁阀的动作响应，为了保证喷油定时精确和迅速，电磁阀需要快速的开启和关闭。
（2）强电磁力
强电磁力可以有效保证高速电磁阀的快速响应能力和高压承受能力。
（3）有限设计空间
实际留给电控增压泵电磁阀的设计空间狭小有限。
（4）大泄油量
为保证系统增压效果及增压泵控制室泄油的流通特性，电磁阀需要快速泄油，使得增压泵控制室燃油泄油量瞬时增大。
电磁阀的发展
国外的电磁阀技术发展更早，时间更长，但在1975年之前仅限于实验室内部。
高速电磁阀的发展最为关键的是它内部电磁铁的发展水平。
最早应用于高速电磁阀的一类电磁铁是“E”型电磁铁，这一类电磁铁构造基础、磁路集中，使用效果比较良好，但存在着一些问题，比如为了增大电磁力从而增大吸合面积时，衔铁质量增长效率比较低下，从而产生了电磁力越大衔铁加速度越小的矛盾。
为了应对这类问题，国内外研究出了伸长型的“E”型电磁铁、多极式的电磁铁等结构[3]。
对于伸长型的“E”型电磁铁，通过提高铁芯的长度，有效的吸合面积就可以增加，从而提高电磁力。
因为电磁力的提高和衔铁质量的增长率一致，所以衔铁动作时，其加速度保持不变，使得电磁阀的动态响应特性不变。
但随之而来的问题也十分明显，电磁铁长度提高，则衔铁的刚性下降，容易断裂[4]。
对于多级式电磁铁电磁阀，通过多个单元的“E”型电磁铁组合，所得到的电磁力是所有单元电磁铁电磁力的矢量之和。
为了得到更强的电磁力，只需增加单元“E”型电磁铁的个数，同时这样的电磁阀响应时间不与整个电磁阀和电磁力大小有关，只和单元电磁铁有关，较好地解决了响应性能和强电磁力的矛盾问题[5]。
在多极式电磁铁电磁阀的基础上，美国FordMotor公司的学者研究出了环状多级高速电磁阀。
这种电磁阀响应快速，仅为2ms，同时加工简易，强度高，成本低，容易广泛应用[6]。
之后日本Zexel公司和多伦多大学的学者综合多极式和伸长式电磁阀的研究，开发出了“DISOLE”电磁阀和肋状三级式电磁阀。
前者响应时间更为快速，开启和关闭只需1.1ms和1.3ms，后者结构简单、刚性较好，两者都有较好的应用场合[7,8]。
在1980s中期，由于实际工程的需要，在超高压工作下响应时间小于1ms的高速电磁阀成为了研究的重点。
来自日本和德国的学者研究出了数款符合要求的电磁阀，如德国BOSCH公司研究出来的应用于电控泵喷嘴PDE上的二位二通电磁阀，其开启和关闭时间为0.3ms和0.65ms，能在150MPa高压下工作；日本电装公司研发的ECD-U2高压共轨喷油系统上的三通电磁阀，其开启和关闭时间为0.35ms和0.4ms，能在120MPa下工作[9]。
国内的研究起步较晚，在二十世纪八十年代后期，同时采用的策略主要有两方面，一个是跟踪国外的研究，加以仿照和改进，二是自主或合作开发出高速电磁阀样机和配套的驱动装置。
比如清华大学研制出的在PPVI系统上的高速电磁阀，在小阻尼下关闭时间为1.3至1.5ms，开启时间在0.6至0.8ms[10]；还有成都威特公司研制出的高速电磁阀，其开启和关闭时间为0.45ms和0.68ms[11]。
同时，我国许多高校和企业都开展了这方面的研究，有浙江大学、上海交通大学、武汉理工大学、山东龙口油泵喷嘴公司等等。
高速电磁阀研究现状
由于技术水平和社会需要在不断提高，电磁阀的各方面性能都需要不断地改进优化，所以高速电磁阀也在不断地发展。
对电磁阀建模分析，对其特性进行研究对于电磁阀的优化设计具有重要意义。
电磁阀建模仿真
高速强力电磁铁是高速电磁阀中最主要的结构，对其进行建模仿真，能够进一步揭示相关参数对其性能的影响规律，相比于实际试验方法更加有效，简便。
建模仿真方式可以分为分布参数法和集中参数法[12]。
分布参数法是依照真实物理模型建立计算机仿真模型，结合有限元或者边界元等数值计算方法进行求解计算；集中参数法运用电路分析的思想，对铁磁体的磁感应强度采取了均匀分布的假设，建立了一个磁路流通的回路。
前者相对于后者来说，精确度更高。
静态特性研究
高速电磁阀的静态特性研究是表示电磁阀在电气参数以及机械系统等稳定条件下得到的参数特性，主要是得到的静态电磁力大小。
对高速电磁阀的静态特性进行分析时，整个系统内部的场相对平衡，计算并不复杂，可以通过分布参数法来进行计算。
在有限元软件的协同下，计算出来的静态特性精度很高。
国内的电磁阀静态特性研究有很多，如武汉理工大学的汪志刚[13]在ANSYS软件下分析了电控柴油机用高速大流量电磁阀电磁铁在一定的工作间隙和电流下的静态电磁力特性，分析了电磁铁的多个参数对其的影响。
哈尔滨工程大学的高明春[14]对影响高速电磁阀静态电磁力的参数作了单因素的量化分析，并在此基础上进行了更为深入的相关性分析。
清华大学[15]在ANSYS软件上建立了E型电磁阀的三维静态有限元模型，同时分析了线圈参数和衔铁结构参数对静态电磁力的影响。
铁道科学研究院[16]也基于ANSYS软件，运用微分标量势法对E型电磁阀进行了三维静态性能分析，考虑了电磁材料的非线性及漏磁的影响。
课题研究背景及意义
随着燃油喷射压力的增加，系统需要更高的轨腔压力，意味着作用于电控增压泵电磁阀的液压力也大幅增大。
为保证电磁阀良好的密封性能，需要更大的弹簧预紧力来维持，这样使得在电控增压泵增压阶段电磁阀需要产生更大的电磁力来快速打开增压泵控制室出油节流孔进行泄压。
电磁阀需要快速泄油，使得增压泵控制室泄油量瞬时增大，导致电磁阀的泄油流通截面积需求大幅增加，进而增大衔铁行程，这需要更强的电磁力来配合保证电磁阀的开启，而行程增大则又会导致电磁阀的响应速度减慢劣化。
这些问题严重制约超高压共轨系统性能的有效提升。
本课题基于该背景提出，本文通过建立高速电磁阀的静态磁场计算有限元仿真模型，对其进行静态特性研究分析，并加以优化设计。
本课题的开展，对推进超高压共轨系统关键零部件发展和提升系统性能具有重要意义和价值。
本文主要工作
针对电控增压泵高速电磁阀，本文的主要研究工作：
（1）利用AnsoftMaxwell软件建立了电磁阀的三维静态求解有限元模型，通过平台试验数据验证了仿真模型的准确性。
（2）根据建立的三维静态模型通过控制变量法，探究了主副磁极半径、工作气隙、驱动电流、线圈位置、线圈匝数、衔铁厚度、阻尼孔半径、阻尼孔位置这9个参数对电磁阀静态电磁力的影响，分析其影响规律，并且探究了这些因素在不同电流下对静态电磁力的影响规律。
（3）基于Design-Expert软件，运用BBD响应面法拟合出静态电磁力的回归模型，并对模型进行了验证分析，进而进行优化，并得出优化设计结论。
高速电磁阀工作原理与建模
仿真作为一种研究手段，通过建立实体的数学模型，在设定一定的仿真条件下，从而研究系统各部分的关系以及预估实际情况下系统的反应。
本章在高速电磁阀结构和原理的基础上，利用电磁场有限元的方法，基于AnsoftMaxwell建立了高速电磁阀三维静态有限元模型，并对模型进行了标定。
高速电磁阀结构与工作原理
本文研究的是一种以Ｅ型螺线管式高速强力电磁铁为单一机械转换器的高速电磁阀[17]，其截面如图2.1所示，其主要实体包括铁芯、线圈、衔铁、阀杆、阀芯、复位弹簧等。
本文的研究对象是超高压共轨上某型电控增压泵的常开式高速电磁阀，在油路系统中属于两位两通结构式高速电磁阀，通过精确调节其开闭时刻对电控增压泵内燃油进行泄放，从而实现系统高精度、灵活的增压和柔性喷油速率控制。
超高压共轨系统结构示意图如图2.2所示，其具体工作原理为：
在部分负荷时，共轨腔燃油经增压室进油单向阀及增压活塞中心油道向喷油器供油；在高负荷时，电控增压器电磁阀开启，控制室压力降低，导致增压活塞受力失衡向增压室方向运动，此时增压室内燃油压力受到压缩而迅速上升，即向喷油器供给增压后的高压燃油。
电控增压器电磁阀关闭后，由于共轨腔的燃油使控制室内压力得到回升，同复位弹簧一起使增压活塞复位。
图2.1Ｅ型螺线管式高速强力电磁铁截面图
图2.2超高压共轨系统总体结构图
AnsoftMaxwell仿真软件简介
本文采用电磁场有限元仿真工具AnsoftMaxwell作为仿真建模软件。
Ansoft公司的Maxwell软件功能完善、仿真结果精确、操作便捷，适用于二维/三维电磁场的有限元分析，包括静电场、静磁场、时变电磁场、涡流场和瞬态场计算等，能用来分析电机、传感器、变压器、永磁设备等电磁装置的静态、稳态、瞬态等特性。
Maxwell不仅可以对单个电磁部件进行仿真分析，还可以对整体系统联合分析，同时实际应用范围十分广泛，包括电器、机械制造、航空航天等领域[18]。
本文将通过AnsoftMaxwell软件建立高速电磁阀的静态有限元仿真模型，研究其静态特性并进行优化设计。
仿真模型建立
电磁场有限元方法
由于漏感的存在，电磁阀的磁场空间分布比较复杂，同时电磁阀部分参数如线圈电感在实际过程中的变化以及驱动电路峰值电流过大使得磁场饱和的现象都让电磁阀工作情况的分析问题变得十分复杂，而采用电磁场有限元分析的方法可以充分的考虑到这些复杂的因素。
以变分原理和近似插值离散为基础的有限元法在数值计算中应用广泛，在AnsoftMaxwell软件中，电磁场有限元分析的过程分为以下几步[18]：
（1）利用变分原理把所求解的磁场边值问题转化为等价的条件变分问题，即能量泛函的求极值问题。
（2）离散化整个求解区域，化整体为单元，2D模型剖分为六节点三角元，3D则为十节点四面体元。
（3）选择分片光滑的插值函数逼近求解区域内的光滑磁位函数。
（4）将磁位的插值函数代入能量泛函，离散化变分问题，将能量泛函的极值问题转化为能量函数的极值问题，得到以n个节点磁位为未知数的n阶线性代数方程组。
（5）对线性方程组加上边界条件，求解方程组，得到各个磁位节点的近似解，计算各个单元和节点的磁感应强度。
（6）最后处理得到其他各个量的值，并显示结果。
数学模型
AnsoftMaxwell求解电磁场理论依据是麦克斯韦方程组，它由式2.1安培环路定律，式2.2法拉第电磁感应定律，式2.3高斯电通定律和式2.4高斯磁通定律组成[19]。
（2.1）
（2.2）
（2.3）
（2.4）
式2.1至式2.4中，H为磁场强度，J为传导电流密度，D为电通密度，E为电场强度，B为磁感应强度，
为电荷体密度。
其中场量E、D、B、H之间也存在一定的关系，由媒质的特性决定，对于线性介质，关系式如下所示：
{
（2.5）
式2.5中，
为介质的介电常数，
为介质的磁导率，
为介质的电导率。
同时，为了得到电磁问题的唯一解，需要添加一些其他的条件。
对于静态场，需要边界条件；对于瞬变场，需要边界条件和初始条件。
麦克斯韦的一阶方程也可以转化为二阶方程，之后在进行有限元求解。
Maxwell3D静磁场求解采用棱边法，通过剖分单元边上待求场量为自由度来求解。
先利用拉普拉斯方程进行传导电流求解，之后利用安培环路定律和高斯磁通定律求解磁场强度和磁感应强度，同时边界条件指定的外部磁场也作为源参与计算。
有限元模型
为了保证计算的精度，通过三维建模，并进行简化，得到了静态特性的仿真模型，如图2.3-2.6所示。
（1）由于电磁阀的衔铁复位弹簧、弹簧座、壳体为非磁性材料，它们的磁导率与空气相似，因此在建模时可以忽略，只对电磁铁芯、线圈、衔铁进行建模。
在不影响计算精度的前提下，可以简化模型，而且还可以大大减少计算时间。
（2）因为高速电磁阀的工作频率非常高，为了减少涡损，使用硅钢片制作螺线管电磁铁的铁芯。
在建模时，根据实际形状尺寸将铁芯构建成块。
当材料被分布时，它的性质被堆叠，然后给出压缩系数和叠加方向。
（3）励磁线圈由多匝铜线制成，在建模中，这些铜线就相当于一个线圈环，同时，将环三维纵向界面作为激励输入端子，当线圈被加载和激励时，线圈的类型是双绞线，这表明模型线圈环是由多匝线圈形成的，计算时会忽略涡流和线圈内部，蒙皮效应直接考虑了整个区域的平均电流分布。
（4）在建模过程中，将衔铁部分与铁芯部分的初始工作间隙设置为0.25mm，其余参数根据电磁阀的实际尺寸结构设置。
（5）在建模过程中，在整个模型的四周建立空气环境的求解域来包围模型，以此来满足磁场边界条件和无穷远场边边界条件。
图2.3线圈模型图2.4衔铁模型
图2.5铁芯模型图2.6电磁阀模型
试验方法及模型标定
静态电磁力测量
如图2.7所示，高速电磁阀电磁铁对衔铁电磁吸力的测量是在电磁铁吸力测试台上进行的。
电磁铁固定在测试台架的自由端，S型拉力传感器通过连接件与衔铁相连，一同固定在台架的另一侧固定端，通过塞尺测量调节衔铁与电磁铁之间工作气隙。
再通过ECU给电磁铁线圈施加所需电流，电磁铁产生电磁力吸引衔铁，在S型拉压力传感器中产生微弱的电压信号，该信号经过放大器放大后被信号采集卡采集，经过处理后即得到静态电磁力。
图2.7试验台架
模型标定
图2.8为电磁阀不同驱动电流下静态电磁力仿真结果与试验结果对比图，由图可知，衔铁行程的仿真曲线和试验曲线基本吻合，证明了仿真模型的准确性。
图2.8静态电磁力结果对比
本章小结
本章首先介绍了电控增压泵高速电磁阀的结构组成和工作原理，然后简要介绍了AnsoftMaxwell仿真建模软件，并说明了该有限元软件电磁场求解的基本原理，并且在此软件环境下建立了高速电磁阀的静态特性仿真计算有限元模型，最后根据试验数据对模型进行了标定。
通过与试验数据对比，验证了仿真模型的准确性。
高速电磁阀电磁力影响因素分析
电磁阀的衔铁在某一特定工作位置时，整个机械系统处在静止状态，此时当系统达到稳定状态时，其受到的电磁力为静态电磁力。
所以，在研究电磁阀静态电磁力的时候，较为简单，无需考虑计算多种过渡状态以及衔铁的运动状态[20]。
本章研究电磁阀各参数对静态电磁力的影响规律。
设计计算
设置激励和边界条件
对于静态电磁力的计算，需要建立一个可以包含整个模型的解决方案域。
在Ansoft软件的求解过程中，磁场的无限边界条件将自动满足。
同时，对象和对象之间的接口将默认为自然边界条件。
其中需要注意的是，当励磁被设置到线圈负载时，值是线圈的匝数及其电流的乘积，即安匝数。
同时线圈类型应该为Stranded绞线型。
网格划分
网格的划分是较为关键的步骤，它可以影响计算的精度和速度。
对于静态模型我们采用自适应剖分。
设置求解参数
解决了参数的缺省值，最大迭代次数为10，加密单元和细分单元的比率增加了0.3，能量误差为0.01等。
电磁力影响因素分析
电磁阀参数主要包括：
控制、铁芯、绕组、衔铁、装配等参数。
计算选取的参数：
控制参数为驱动电流；铁芯参数为主副磁极半径；绕组参数为线圈匝数、线圈位置；衔铁参数为衔铁厚度、阻尼孔位置和阻尼孔半径大小；装配参数为电磁阀电磁铁和衔铁之间工作气隙的大小。
表3.1为这9个参数的取值范围，计算不同驱动电流下某一个参数对电磁力的响应，其它参数取各自的基准值[21,22]。
表3.1电磁阀参数取值范围
参数名称
单位
基准值
取值范围
主磁极外径
mm
9.4
6.6-10
副磁极内径
mm
12.9
12.2-13.1
线圈匝数
匝
70
40-100
线圈位置
mm
0.5
0.2-2.0
衔铁厚度
mm
3
2-5
阻尼孔位置
mm
9.65
7.4-10.1
阻尼孔半径
mm
1.25
0.75-2
工作气隙
mm
0.25
0.1-0.3
驱动电流
A
15
4-20
控制参数
驱动电流影响着软磁材料的磁导率，所以控制参数选用驱动电流来探究其对电磁力的影响。
在其余参数为基准值的前提下，改变驱动电流，使其在4A~20A之间变化，计算相应的电磁力。
由图3.1可知，电流从4A增加到了20A，电磁力从68N增加到了215N，随着电流的增大，电磁力也随之增大。
但是在小电流时，电流的改变，能使电磁力显著增加；当电流超过15A或者处于更大电流时，电磁力的增加不再显著，而是缓慢增加，这说明当电流达到一定数值时，磁场开始出现磁饱和现象。
增大驱动电流可以提高安匝数，从而增强磁场，提高电磁力。
但是达到一定程度，使得磁场饱和，继续增大电流，意义不大，电磁力不会再明显提升，反而会使电磁铁的发热程度增加，并且浪费能量。
所以，对于电磁阀而言，驱动电流对其影响密切，但也不是电流越大越好。
图3.1电磁力随驱动电流变化图
铁芯参数
试验采用的电磁铁衔铁最大半径为14.5mm，改变主副磁极半径会引起两个磁极横截面积的变化，从而影响磁通，对电磁力产生影响。
图3.2、图3.3是主副磁极半径变化时电磁力的变化曲线图。
由试验结果可以看出，当主磁极半径连续变化时，电磁力先增大后基本保持不变；当副磁极半径连续变化时，电磁力基本保持不变。
图3.2电磁力随主磁极半径变化图
图3.3电磁力随副磁极半径变化图
绕组参数
（1）线圈匝数
增加线圈匝数可以增加安匝数，从而提高电磁力。
线圈匝数的基准值为70，改变线圈匝数，使其在40~100匝范围内变化，并测量在不同驱动电流下的静态电磁力。
由图3.4可知，在其他条件为基准值的情况下，线圈匝数从40增加到100，电磁力从169N增加到221N，总共增加了52N。
在驱动电流不变的情况下，随着线圈匝数的增加，电磁力的增加幅度也逐渐减小。
说明磁场渐渐趋于饱和状态，如果再继续增大线圈匝数，线圈电阻增大，而电磁力的增长也不再显著。
从图3.4可以看出，在小电流的时候，线圈匝数对电磁力的影响比在大电流的时候要大。
具体来说，在电流为5A时，线圈匝数从40增加到100，电磁力从35N到168N，增大了138N，增幅为394%；当电流为20A时，线圈匝数从40增加到100，电磁力从174N到244N，增大了70N，增幅为40%，远远小于小电流时的电磁力增幅。
这是因为线圈匝数变化使得线圈的安培数以及磁路总磁动势发生一定改变，而越小的驱动电流使得电磁阀上的磁场偏离饱和状态越远，使线圈匝数引起的磁动势变化对总体磁场的影响则越大，从而使电磁力变化越显著。
图3.4不同电流下电磁力随线圈匝数变化图
（2）线圈位置
由图3.5可知，线圈位置即线圈和工作气隙的距离由0.2mm增加到2mm，电磁力的大小从195N减小到了189N，幅度减少3.08%，可见线圈位置对电磁力的影响作用不大。
这是因为线圈位置对漏磁通产生相应影响。
电磁阀的磁通主要是由工作磁通与漏磁通构成的，其中工作磁通包括在工作气隙、主副磁极、衔铁闭合路径上流过的磁通以及边缘磁通，而不流过衔铁的磁通为漏磁通。
而改变线圈位置，会使得铁芯部分到线圈上部的漏磁通以及衔铁部分到线圈下部的漏磁通产生影响。
线圈上部分的漏磁仍有一定可能会流经衔铁，所以对电磁力的影响较小，而线圈下部分的漏磁，不可能流经衔铁，所以对电磁力将产生较大影响。
当线圈位置越远离工作气隙，即与衔铁之间的空隙越大，则通过的漏磁通越多，从而会减少电磁力。
但工作磁通与漏磁通相比，所占比例远远大于漏磁通，所以由于线圈位置的改变，对电磁力产生的影响就十分有限，影响程度不大。
图3.5电磁力随线圈位置变化图
衔铁参数
（1）衔铁厚度
为了减少漏磁和节省材料，衔铁的直径一般略小于或者等于电磁阀铁芯的直径，衔铁的厚度则需要计算确定。
衔铁厚度基准值为3mm，改变衔铁厚度从2mm到5mm，并且测量在不同驱动电流下的静态电磁力。
在其他参数为基准值的情况下，衔铁厚度从2mm增加到5mm，电磁力从141N增加到284N，增加了143N，这其中的原因，一方面因为衔铁厚度的增加，使得衔铁磁阻变小，引起工作磁路的磁通变大，所以电磁力有所增加；另一方面磁通沿衔铁径向流动的截面积变大，使得衔铁处的磁感应强度相对变小，磁场不容易在衔铁中发生过早饱和。
由图3.6可知，当驱动电流一定时，增大衔铁厚度，可增加电磁力。
当电流小时，随着衔铁厚度的增加，电磁力的增长较为缓慢，当电流大时，电磁力的增长就比较明显。
例如，在电流为5A时，随着衔铁厚度从2mm慢慢增加大5mm，电磁力从94N增加到108N；而在电流为20A时，随着衔铁厚度增加，电磁力从159N到318N，增幅更大。
磁通在衔铁上沿其径向流动，衔铁厚度会影响衔铁的磁流通面积，而随着驱动电流的增加，总磁动势增加，磁流通面积对电磁力的影响越明显。
由此可见，当电流大时，衔铁厚度对电磁力的影响程度更大。
通过分析可知，衔铁厚度增大引起的磁流通面积增加有限，当电流增大到一定程度，磁通在衔铁处聚集而产生饱和，电磁力变化不再明显。
当电流一定时，衔铁厚度超过某一值时，电磁力的增加较为缓慢，再增大衔铁厚度，不但会增大电磁阀尺寸，而且还会增加运动部件质量，降低电磁阀动态响应速度。
所以，对于衔铁厚度的选取应该折中考虑，充分考虑与其他因素的关系影响。
图3.6不同电流下电磁力随衔铁厚度变化图
升级会员 