李見，晁耀杰，陳曉秀，郝琦，楊峻嶺

大連長豐實(shí)業(yè)總公司 遼寧大連 116038

1 序言

1Cr17Ni2不銹鋼屬于馬氏體-鐵素體型不銹鋼，經(jīng)淬火和回火后在400℃以下使用。該材料除具有良好的耐蝕性和較高的力學(xué)性能外，還具有較好的拋光性能、切削加工性能及冷沖壓成形性能，并可用各種方法焊接。1Cr17Ni2不銹鋼因其良好的耐蝕性和可加工性，在航空、航天、船舶和化工等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。

本文分析的電磁閥為航空用常閉式燃油電磁閥，基體材料為1Cr17Ni2不銹鋼，用于飛機(jī)燃油系統(tǒng)，通過電磁閥內(nèi)部的電磁鐵和彈簧控制銜鐵動(dòng)作進(jìn)而控制油路的通斷。當(dāng)螺紋接頭損壞后會(huì)導(dǎo)致密封性失效，進(jìn)而造成燃油系統(tǒng)故障，影響飛機(jī)燃油系統(tǒng)的正常運(yùn)轉(zhuǎn)。擬采用機(jī)械車削方法對損壞的螺紋進(jìn)行減材去除加工，然后在剩余的金屬接頭上車削出一個(gè)新的且直徑減小的螺紋。按照以上減材方法加工出的新螺紋接頭，由于厚度減小，無法直接判定其力學(xué)性能的可靠性。因此，采用CATIA有限元計(jì)算方法對其承力可靠性進(jìn)行論證。

2 修復(fù)方案與有限元模型建立

2.1 減材修復(fù)方案

通過對該電磁閥的功能特性與結(jié)構(gòu)特性分析可知，電磁閥過濾器的螺紋接頭一端主要利用螺紋與螺母之間的咬合進(jìn)而起到密封作用。為恢復(fù)該電磁閥產(chǎn)品的功能特性，現(xiàn)采用車削方法將原有損傷的螺紋接頭（尺寸為M30×1mm）加工成尺寸為M28×1mm的新螺紋接頭，損傷的螺紋接頭如圖1所示。查閱該燃油電磁閥的產(chǎn)品設(shè)計(jì)圖樣顯示，該螺紋接頭內(nèi)表面為密封腔，密封腔（見圖2）內(nèi)部安裝濾網(wǎng)。在工作狀態(tài)下，該密封腔能承受0.7MPa的燃油壓力，原M30×1mm螺紋接頭的殼體厚度為2.5mm，車削加工成M28×1mm螺紋后，殼體厚度變?yōu)?.5mm。

圖1 電磁閥原有損傷的螺紋接頭

圖2 密封腔

2.2 網(wǎng)格劃分

原M30×1mm螺紋接頭的殼體厚度為2.5mm，由于螺紋發(fā)生磨損，所以采用車削加工方法將磨損的螺紋車削掉，在此基礎(chǔ)上加工出M28×1 mm螺紋，進(jìn)而導(dǎo)致新螺紋接頭處的殼體厚度變?yōu)?.5mm。采用CATIA P3 V5軟件建立螺紋接頭的3D幾何模型，厚度為2.5mm的螺紋接頭模型和厚度為1.5mm的螺紋接頭模型如圖3所示。為了簡化上述兩個(gè)模型，同時(shí)考慮到螺紋部分對承受內(nèi)部油液壓力作用不大，因此螺紋部分在上述兩個(gè)模型中均未繪制。由于電磁閥產(chǎn)品中除螺紋接頭外，其余部分均厚度較大（＞6mm），不屬于薄弱部位，因此建立兩個(gè)模型時(shí)，螺紋接頭的底座均采用8mm的剛性平板代表電磁閥的其余部分。上述兩個(gè)模型均采用8節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體熱單元SOLID70進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格最小尺寸為1.5mm×1.5mm×2mm，通過疏密網(wǎng)格過渡來提高計(jì)算效率。原螺紋接頭與新螺紋接頭模型的網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖3 螺紋接頭簡化模型

圖4 螺紋接頭模型網(wǎng)格劃分

2.3 材料特性參數(shù)

1Cr7Ni2是一種強(qiáng)度與韌度均較好的雙相不銹鋼，其化學(xué)成分見表1，該不銹鋼材料的性能參數(shù)對模擬結(jié)果的計(jì)算精度有很大的影響，因此需要考慮1Cr7Ni2的各種物理性能參數(shù)。設(shè)定1Cr7Ni2不銹鋼為各向同性，其物理性能參數(shù)為：熱導(dǎo)率λ=20.9W/（m·K），比熱容c=459.8J/（kg·K），線膨脹系數(shù)αL= 10.0×10－6/K，屈服強(qiáng)度σs=1008MPa，楊氏模量E=2.1×105MPa，泊松比γ=0.26。

表1 不銹鋼1Cr17Ni2的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）（%）

3 承力可靠性分析

3.1 模型最小壁厚計(jì)算

為了采用理論計(jì)算方法對螺紋接頭的使用可靠性進(jìn)行對比論證，根據(jù)《飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊》，將螺紋接頭模型簡化成導(dǎo)管模型，根據(jù)額定工作壓力0.7MPa進(jìn)行最小材料壁厚的初步計(jì)算。以下計(jì)算過程中，螺紋接頭的殼體厚度采用導(dǎo)管壁厚進(jìn)行替代，計(jì)算出的導(dǎo)管最小壁厚即為螺紋接頭殼體的最小厚度。

1）壁厚接近或超過0.1倍外徑時(shí)，按式（1）進(jìn)行模型最小壁厚計(jì)算

式中，δmin為導(dǎo)管最小壁厚（mm）；p為導(dǎo)管的工作壓力（MPa）；d為導(dǎo)管內(nèi)徑（mm）；σb為導(dǎo)管材料的抗拉強(qiáng)度（MPa）。

2）當(dāng)壁厚小于或等于0.05倍內(nèi)徑時(shí)，用式（2）進(jìn)行最小壁厚計(jì)算

式中，δmin為導(dǎo)管最小壁厚（mm）；D為導(dǎo)管外徑（mm）；σb為導(dǎo)管材料的抗拉強(qiáng)度（MPa）；pd為導(dǎo)管的爆破壓力值（MPa），大小為4倍工作壓力。

模型1的最小壁厚δ1min接近0.1倍的外徑，按式（1）計(jì)算得δ1min=0.157mm≈0.16mm。模型2的最小壁厚δ2min接近或稍大于0.05倍的內(nèi)徑，按式（2）計(jì)算得δ2min=0.176mm≈0.18mm。

當(dāng)導(dǎo)管的壁厚經(jīng)初步計(jì)算確定后，用式（3）進(jìn)行爆破壓力校核，若核定的爆破壓力不能滿足大于4倍工作壓力的要求時(shí)，則需對所選取的導(dǎo)管壁厚進(jìn)行修正，以滿足要求。

式中，pmin為最小爆破壓力（MPa）；δmin為最小壁厚（mm）；d為導(dǎo)管內(nèi)徑（mm）；σb為導(dǎo)管材料的拉伸強(qiáng)度極限（MPa）。

將兩種模型計(jì)算得出的最小壁厚代入式（3）進(jìn)行計(jì)算，可得到：p1min=2.83MPa，p2min=3.18MPa。

根據(jù)計(jì)算出的最小壁厚，進(jìn)行模型的爆破壓力計(jì)算，最小爆破壓力與工作壓力之比為4.04，大于4倍工作壓力，因此設(shè)計(jì)壁厚能滿足使用要求。

進(jìn)一步分析得出：在額定工作壓力下，模型1和模型2的壁厚都遠(yuǎn)大于設(shè)計(jì)最小壁厚值，同樣用式（3）計(jì)算該螺紋接頭密封筒（內(nèi)徑d=23mm，厚度2.5mm），最小爆破壓力為186MPa，爆破壓力與工作壓力之比為265.7；當(dāng)修復(fù)螺紋接頭密封筒內(nèi)徑d=23mm，厚度1.5mm時(shí)，最小爆破壓力為117MPa，爆破壓力與工作壓力之比為167，滿足使用要求。

3.2 應(yīng)力計(jì)算與分析

在CATIA P3 V5環(huán)境下，通過在材料庫中添加1Cr17Ni2不銹鋼材料，建立產(chǎn)品的材料物理屬性。同時(shí)對兩種模型進(jìn)行同樣的倒角和網(wǎng)格劃分處理，在0.7MPa壓力下，對模型1和模型2開展三維模型的應(yīng)力分布分析（見圖5），得到模型2的最大Mises應(yīng)力為1.48MPa，遠(yuǎn)小于材料屈服強(qiáng)度σs和抗拉強(qiáng)度σb，可知該螺紋接頭在減材修復(fù)后，0.7MPa靜態(tài)壓力不會(huì)造成塑性變形，更不會(huì)造成結(jié)構(gòu)破壞。

圖5 兩種模型應(yīng)力分布分析

4 結(jié)束語

1）將兩種模型計(jì)算得出的最小壁厚按公式進(jìn)行計(jì)算，根據(jù)計(jì)算出的最小壁厚，進(jìn)行模型的爆破壓力計(jì)算，最小爆破壓力與工作壓力之比為4.04，大于4倍工作壓力，因此螺紋修復(fù)方案可滿足使用壓力要求。

2）在CATIA環(huán)境下對模型1和模型2開展三維模型的有限元受力分析，在0.7MPa壓力下模型2的最大Mises應(yīng)力遠(yuǎn)小于材料屈服強(qiáng)度σs和抗拉強(qiáng)度σb，不會(huì)造成塑性變形，更不會(huì)造成結(jié)構(gòu)破壞。

3）通過公式計(jì)算和CATIA有限元計(jì)算兩種方式驗(yàn)證，結(jié)果均可滿足產(chǎn)品工作需求。