電磁閥閥體斷裂故障分析及結(jié)構(gòu)改進(jìn)

徐登偉,張 萍,沙 超,朱建國

(西安航天動力研究所,陜西 西安 710100)

0 引言

電磁閥是一種通電打開、斷電關(guān)閉的流體控制閥,可多次反復(fù)開關(guān)和脈沖工作,具有結(jié)構(gòu)簡單、響應(yīng)迅速等優(yōu)點,廣泛應(yīng)用于火箭、導(dǎo)彈武器、衛(wèi)星、飛船上的推進(jìn)系統(tǒng),特別是液體火箭姿控發(fā)動機系統(tǒng)[1-3]。姿控發(fā)動機系統(tǒng)對電磁閥小型化、輕質(zhì)化的要求嚴(yán)苛,設(shè)計時在滿足系統(tǒng)性能要求的前提下,要求體積和質(zhì)量最小,導(dǎo)致產(chǎn)品結(jié)構(gòu)強度的設(shè)計裕度有限。

某直動式電磁閥產(chǎn)品在進(jìn)行12 kg鑒定量級沖擊試驗時發(fā)生閥體根部斷裂,如圖1所示。電磁閥作為姿控發(fā)動機系統(tǒng)的重要產(chǎn)品,當(dāng)出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性的破壞時,其通斷控制功能喪失,導(dǎo)致推進(jìn)劑外泄,甚至發(fā)生爆炸,從而影響發(fā)動機的工作可靠性。因此,亟需采用加強措施解決電磁閥閥體斷裂的問題。

圖1 電磁閥斷裂部位照片F(xiàn)ig.1 Fracture photos of solenoid valve

本文針對電磁閥閥體斷裂的問題,開展了故障原因及斷裂機理分析,計算了力學(xué)沖擊條件下閥體的根部應(yīng)力,提出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案,并驗證了改進(jìn)措施的有效性。

1 電磁閥閥體斷裂故障

1.1 結(jié)構(gòu)介紹

電磁閥采用直動式結(jié)構(gòu),主要由閥體、外殼、線圈、閥芯和彈簧等組成,外殼采用過盈配合壓裝在閥體上,總裝時通過閥體上的法蘭將電磁閥與推力室連接(見圖2)。

圖2 電磁閥結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 Structure sketch of solenoid valve

工作方式為通電打開,斷電關(guān)閉。不工作時,閥芯在彈簧力和介質(zhì)力的作用下與閥座配合形成密封副,切斷介質(zhì)的通路。工作時,給電磁閥線圈通電,閥芯在電磁吸力的作用下克服彈簧力、介質(zhì)力及摩擦力向上運動,閥芯與閥座脫離,介質(zhì)從入口進(jìn)入,經(jīng)過閥芯上的流道,再從出口流出;當(dāng)線圈斷電后,電磁吸力消失,閥芯在彈簧力和介質(zhì)力的作用下向下運動,并與閥座接觸形成密封[4]。

1.2 斷裂現(xiàn)象分析

電磁閥閥體斷口照片如圖3所示,閥體發(fā)生整周斷裂,斷口較為平齊,斷面呈解理特征,表面呈金屬銀白色。從斷裂形貌特征可以看出,斷裂部位均位于閥體線圈窗口的根部,未見機械損傷、塑性變形及腐蝕特征。經(jīng)理化分析,斷口特征為沖擊脆性斷裂,屬于軟磁材料晶粒晶界部位撕裂。

圖3 斷口宏觀形貌Fig.3 Macroscopical appearance of the fractured body

1.3 故障分析

將電磁閥閥體斷裂作為頂事件,出現(xiàn)閥體斷裂的可能原因有原材料缺陷、閥體壁厚超下差、閥體根部R角偏小及力學(xué)環(huán)境量級偏大,建立故障樹如圖4所示[5-7]。

圖4 故障樹Fig.4 Fault tree

通過掃描電鏡觀察斷口呈解理特征,可見明顯的擴展棱線,局部位置可見韌窩形貌,微觀形貌見圖5。對斷口進(jìn)行能譜成分分析,原材料主成分未見明顯異常;沿晶斷口、解理斷口、韌窩斷口均主要含有Fe、Cr元素,Cr元素含量未見明顯差異。對晶界進(jìn)行金相分析,未見明顯元素偏析,故障模式X1排除。

圖5 斷口微觀形貌Fig.5 Macroscopic appearance of the fracture

對閥體壁厚尺寸進(jìn)行復(fù)測,實測0.805～0.813 mm,滿足圖樣0.79～0.82 mm的要求,故障模式X2排除。

閥體根部圓角偏小會導(dǎo)致斷裂部位應(yīng)力集中,對電磁閥的動力學(xué)結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行仿真計算,結(jié)果表明最大應(yīng)力發(fā)生在閥體根部圓角處,同時實測根部圓角約為R0.1 mm,故障模式X3不能排除[8]。

通過對該型電磁閥沖擊力學(xué)環(huán)境試驗考核包絡(luò)進(jìn)行復(fù)查,發(fā)現(xiàn)歷史沖擊量級的包絡(luò)上限為8 kg,本次試驗沖擊量級為12 kg,超出產(chǎn)品沖擊力學(xué)環(huán)境考核的上限。因此,故障模式X4不能排除。

2 熱處理后軟磁合金1J116力學(xué)性能

電磁閥閥體由軟磁合金1J116和不銹鋼1Cr18Ni9Ti焊接而成,為提高軟磁材料的磁性能,閥體機加后需進(jìn)行真空磁性能熱處理,但熱處理后其力學(xué)性能會發(fā)生變化[9-15],本文對4個批次軟磁合金棒材進(jìn)行了性能測試,結(jié)果如表1所示。可以看出熱處理后軟磁合金的抗拉強度、屈服強度、延伸率均有明顯減小,軟磁合金1J116熱處理后實測抗拉強度為258～288 MPa。

表1 軟磁合金1J116熱處理前后的力學(xué)性能(實驗實測值)Tab.1 Mechanical properties of soft magnetic alloy 1J116 before or after heat treatment(measured values)

3 斷裂機理分析

電磁閥線圈繞制在閥體外側(cè)的矩形窗口內(nèi),外殼過盈壓裝在閥體上,構(gòu)成電磁回路。由于結(jié)構(gòu)設(shè)計和裝配工藝的影響,外殼與閥體的過盈量會存在一定散差,導(dǎo)致兩者的連接強度存在個體差異。當(dāng)電磁閥處于高量級的力學(xué)沖擊環(huán)境時,沖擊會使外殼與閥體發(fā)生相對運動,減小了外殼對閥體的支撐作用,導(dǎo)致沖擊時最大應(yīng)力發(fā)生在閥體根部圓角處。當(dāng)閥體根部倒圓角較小時,就會出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,從而發(fā)生脆性斷裂。此外,閥體熱處理后內(nèi)部組織會發(fā)生再結(jié)晶的過程,表現(xiàn)為晶粒長大、晶界合并,晶粒粗大導(dǎo)致材料力學(xué)性能下降,進(jìn)一步加劇了故障問題的發(fā)生[16-18]。

4 結(jié)構(gòu)改進(jìn)

從減小閥體應(yīng)力集中和提高閥體與外殼連接剛性的改進(jìn)思路出發(fā),在不改變現(xiàn)有電磁閥材料、外形尺寸及性能的前提下,實現(xiàn)結(jié)構(gòu)抗力學(xué)沖擊性能的極大提升,徹底解決沖擊后閥體斷裂或開裂的問題。

4.1 增大閥體斷裂處壁厚及倒圓角

閥體根部倒圓角R過小是導(dǎo)致應(yīng)力集中的主要原因,增大此處閥體壁厚和倒圓角有利于提高閥體的強度,為此提出了一種梯形線圈窗口結(jié)構(gòu),梯形環(huán)槽的夾角φ為6°,將繞制線圈的閥體骨架由直筒結(jié)構(gòu)設(shè)計成梯形圓筒結(jié)構(gòu)(見圖6),即上端小、下端大,中間采用斜面過渡,斜面與上、下端面采用R0.5 mm的圓角過渡。更改后閥體斷裂部位的壁厚增大50%,可有效提高閥體抗力學(xué)沖擊的能力。同時由于每層漆包線繞制過程能夠連續(xù)排布,不存在錯層現(xiàn)象,極大利用線圈空間,達(dá)到電磁線圈高填充率的目標(biāo)。因此,可保證原有線圈窗口外形尺寸不變。

圖6 閥體更改結(jié)構(gòu)示意圖Fig.6 Structure diagram of body after improvement

4.2 閥體與外殼采用“過盈+焊接”固定

通過對電磁閥結(jié)構(gòu)及斷裂機理的分析,認(rèn)為電磁閥外殼上、下兩端與閥體相應(yīng)位置處的過盈裝配工藝可能對結(jié)構(gòu)強度存在較大影響,即外殼與閥體連接的剛性會影響閥體斷裂處的強度[19-20]。兩者連接的剛性好,則能夠?qū)_擊產(chǎn)生的載荷分散到閥體其他部位,使斷裂處變形和應(yīng)力減小,有利于提高閥體根部的強度。現(xiàn)有電磁閥的閥體與外殼采用過盈連接,過盈量通常由零件尺寸保證,存在一定散差。因此,提出了閥體與外殼過盈連接后增加激光焊接固定的改進(jìn)措施,如圖7所示。在外殼與閥體上、下臺肩壓接面采用激光焊接固定。

圖7 閥體與外殼焊接示意圖Fig.7 Welding diagram of body and outer shell

5 仿真分析

采用軟件 ABAQUS對電磁閥在力學(xué)沖擊條件下的結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行仿真計算,計算時按極限狀態(tài)考慮,仿真模型按下端過盈處有無過盈分為過盈模型和無過盈模型,過盈模型表示外殼上、下兩端與閥體可靠連接,即連接處為固支;無過盈模型表示外殼上端與閥體可靠連接,下端過盈處為滑動接觸。計算時取沖擊響應(yīng)譜條件作為沖擊動力學(xué)仿真的輸入,當(dāng)頻率50 Hz～1 kHz時,量級為125 g～12 kg;頻率1～10 kHz,量級為12 kg。

對原狀態(tài)電磁閥結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行仿真計算,得到兩種模型在理想沖擊響應(yīng)譜激勵下電磁閥閥體的應(yīng)力分布,如圖8所示,過盈模型在故障斷裂位置附近的最大應(yīng)力為345 MPa,而無過盈模型在故障斷裂位置附近的最大應(yīng)力為868 MPa。表明電磁閥外殼下端與閥體過盈狀態(tài),對閥體故障斷裂位置的應(yīng)力水平存在較大影響。原狀態(tài)電磁閥在外殼與閥體可靠過盈并固定連接的情況下,其閥體根部最大應(yīng)力超過了軟磁材料1J116熱處理后的實測抗拉強度258～288 MPa的范圍,說明現(xiàn)有結(jié)構(gòu)不能適應(yīng)12 kg的沖擊力學(xué)環(huán)境。

圖8 原狀態(tài)閥體應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution of existing solenoid valve body

對改進(jìn)后電磁閥結(jié)構(gòu)強度進(jìn)行仿真計算,如圖9所示,過盈模型最大應(yīng)力為215 MPa,出現(xiàn)在電磁閥閥體與推力室對接法蘭的根部位置,而故障斷裂位置應(yīng)力降低為146 MPa;無過盈模型最大主應(yīng)力為388 MPa,出現(xiàn)在故障斷裂位置附近。表明改進(jìn)后電磁閥能夠適應(yīng)12 kg的沖擊量級,且有一定余量;但外殼與閥體連接不可靠時,仍然出現(xiàn)斷裂處超應(yīng)力的情況。因此,電磁閥結(jié)構(gòu)設(shè)計時應(yīng)重點關(guān)注外殼與閥體的連接可靠性。

圖9 改進(jìn)后閥體應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of solenoid valve body after improvement

6 試驗驗證

目前改進(jìn)后電磁閥經(jīng)過了3個批次的生產(chǎn),每批抽取一定數(shù)量的產(chǎn)品進(jìn)行運輸振動、隨機振動、加速度、低頻沖擊和高頻沖擊等試驗驗證,所有試驗項目均進(jìn)行了3個方向的考核,考核情況如表2所示,其中高頻沖擊每個方向3次,量級均在12 kg以上,力學(xué)環(huán)境后電磁閥結(jié)構(gòu)完好、內(nèi)外漏氣密合格,各項性能滿足設(shè)計要求,同時改進(jìn)后電磁閥經(jīng)過了多次整機試車及飛行試驗考核,工作可靠。改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)極大提升了電磁閥的力學(xué)環(huán)境適應(yīng)性,徹底解決了閥體斷裂問題。

表2 改進(jìn)后電磁閥力學(xué)環(huán)境考核情況Tab.2 Mechanical environment examination of solenoid valve after improvement

7 結(jié)束語

利用仿真和試驗相結(jié)合的方法,分析了電磁閥閥體斷裂的故障機理,并提出結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施,經(jīng)過電磁閥多個批次的力學(xué)環(huán)境試驗、整機試車及飛行試驗考核,閥體結(jié)構(gòu)抗力學(xué)沖擊的能力得到極大提升,徹底解決了閥體斷裂的問題,驗證了改進(jìn)措施的有效性。研究結(jié)果表明,當(dāng)閥體結(jié)構(gòu)存在應(yīng)力集中時,在高量級沖擊條件下極易出現(xiàn)開裂、斷裂等問題,嚴(yán)重影響電磁閥的工作可靠性。因此,電磁閥結(jié)構(gòu)設(shè)計時應(yīng)避免應(yīng)力集中,同時還應(yīng)加強外殼與閥體的連接可靠性設(shè)計。