李見，晁耀杰，陳曉秀，郝琦，楊峻嶺

大連長豐實業(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、船舶和化工等領域應用廣泛。

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，用于飛機燃油系統(tǒng)，通過電磁閥內部的電磁鐵和彈簧控制銜鐵動作進而控制油路的通斷。當螺紋接頭損壞后會導致密封性失效，進而造成燃油系統(tǒng)故障，影響飛機燃油系統(tǒng)的正常運轉。擬采用機械車削方法對損壞的螺紋進行減材去除加工，然后在剩余的金屬接頭上車削出一個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性能的可靠性。因此，采用CATIA有限元計算方法對其承力可靠性進行論證。

2 修復方案與有限元模型建立

2.1 減材修復方案

通過對該電磁閥的功能特性與結構特性分析可知，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而起到密封作用。為恢復該電磁閥產品的功能特性，現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品設計圖樣顯示，該螺紋接頭內表面為密封腔，密封腔（見圖2）內部安裝濾網。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，在此基礎上加工出M28×1 mm螺紋，進而導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。為了簡化上述兩個模型，同時考慮到螺紋部分對承受內部油液壓力作用不大，因此螺紋部分在上述兩個模型中均未繪制。由于電磁閥產品中除螺紋接頭外，其余部分均厚度較大（＞6mm），不屬于薄弱部位，因此建立兩個模型時，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。上述兩個模型均采用8節(jié)點三維實體熱單元SOLID70進行網格劃分，網格最小尺寸為1.5mm×1.5mm×2mm，通過疏密網格過渡來提高計算效率。原螺紋接頭與新螺紋接頭模型的網格劃分如圖4所示。

圖3 螺紋接頭簡化模型

圖4 螺紋接頭模型網格劃分

2.3 材料特性參數

1Cr7Ni2是一種強度與韌度均較好的雙相不銹鋼，其化學成分見表1，該不銹鋼材料的性能參數對模擬結果的計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。設定1Cr7Ni2不銹鋼為各向同性，其物理性能參數為：熱導率λ=20.9W/（m·K），比熱容c=459.8J/（kg·K），線膨脹系數αL= 10.0×10－6/K，屈服強度σs=1008MPa，楊氏模量E=2.1×105MPa，泊松比γ=0.26。

表1 不銹鋼1Cr17Ni2的化學成分（質量分數）（%）

3 承力可靠性分析

3.1 模型最小壁厚計算

為了采用理論計算方法對螺紋接頭的使用可靠性進行對比論證，根據《飛機設計手冊》，將螺紋接頭模型簡化成導管模型，根據額定工作壓力0.7MPa進行最小材料壁厚的初步計算。以下計算過程中，螺紋接頭的殼體厚度采用導管壁厚進行替代，計算出的導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，按式（1）進行模型最小壁厚計算

式中，δmin為導管最小壁厚（mm）；p為導管的工作壓力（MPa）；d為導管內徑（mm）；σb為導管材料的抗拉強度（MPa）。

2）當壁厚小于或等于0.05倍內徑時，用式（2）進行最小壁厚計算

式中，δmin為導管最小壁厚（mm）；D為導管外徑（mm）；σb為導管材料的抗拉強度（MPa）；pd為導管的爆破壓力值（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倍的內徑，按式（2）計算得δ2min=0.176mm≈0.18mm。

當導管的壁厚經初步計算確定后，用式（3）進行爆破壓力校核，若核定的爆破壓力不能滿足大于4倍工作壓力的要求時，則需對所選取的導管壁厚進行修正，以滿足要求。

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

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

根據計算出的最小壁厚，進行模型的爆破壓力計算，最小爆破壓力與工作壓力之比為4.04，大于4倍工作壓力，因此設計壁厚能滿足使用要求。

進一步分析得出：在額定工作壓力下，模型1和模型2的壁厚都遠大于設計最小壁厚值，同樣用式（3）計算該螺紋接頭密封筒（內徑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；當修復螺紋接頭密封筒內徑d=23mm，厚度1.5mm時，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 應力計算與分析

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

圖5 兩種模型應力分布分析

4 結束語

1）將兩種模型計算得出的最小壁厚按公式進行計算，根據計算出的最小壁厚，進行模型的爆破壓力計算，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應力遠小于材料屈服強度σs和抗拉強度σb，不會造成塑性變形，更不會造成結構破壞。

3）通過公式計算和CATIA有限元計算兩種方式驗證，結果均可滿足產品工作需求。