楊 健,凌揚洋,馬德江,張小潔

(1.海軍裝備部 上海局駐南京地區(qū)第一軍事代表室,江蘇 南京 210006;2.南京晨光集團有限責任公司,江蘇 南京 210006)

引言

電液伺服閥是電液伺服控制系統(tǒng)中的重要控制元件,在系統(tǒng)中起電液轉(zhuǎn)換和功率放大作用,電液伺服閥的性能和可靠性將直接影響系統(tǒng)的性能和可靠性。電液伺服閥中的彈簧管具有彈性支撐、力矩與角度轉(zhuǎn)換、油液密封等重要作用,對整閥的可靠工作具有決定性影響[1-5]。一般而言,伺服閥彈簧管壁厚僅幾十微米[6],在極端振動環(huán)境下容易發(fā)生破裂,進而造成伺服閥故障和油液泄漏導致系統(tǒng)失控。

對于伺服閥彈簧管的失效,劉新靈等[7]統(tǒng)計分析了某電液伺服閥13個失效彈簧管的開裂情況,采用外管分析、斷口分析和金相組織分析等方法,研究了彈簧管斷裂特征與機理。涂均[8]通過對故障件熱處理后材料的分析發(fā)現(xiàn),彈簧管在固溶處理過程中加熱溫度過高使材料發(fā)生過燒以致晶粒粗大,使彈簧管在工作過程中發(fā)生應力集中從而發(fā)生破裂。劉玉龍[9]對力矩馬達的模態(tài)和諧響應進行了分析并建立了模型,發(fā)現(xiàn)力矩馬達諧振時最大應力和應變出現(xiàn)在彈簧管圓角處。張亮等[10-11]采用有限元分析方法對伺服閥銜鐵組件進行了模態(tài)分析,發(fā)現(xiàn)銜鐵組件的諧振峰值主要集中在低頻范圍內(nèi)。彭敬輝[12]針對不同安裝方式下力矩馬達銜鐵組件建立了有限元模型并對其模態(tài)進行了分析。夏天等[13]運用有限元方法得到了在不同溫度下的銜鐵組件固有頻率,并且對在高溫條件下受高頻激勵脈沖影響的銜鐵組件進行諧響應分析。呂欣倍[14]通過分析,建立了噴嘴擋板式電液伺服閥銜鐵組件分布參數(shù)動態(tài)響應數(shù)學模型,采用試驗與仿真相結(jié)合的方法研究銜鐵組件柔性部件的模態(tài)信息和振動方式,分析不同外載荷作用下銜鐵組件的動態(tài)響應特性。張卓磊等[15]針對振動環(huán)境下伺服閥彈簧管易出現(xiàn)疲勞破裂的問題,建立振動環(huán)境下射流偏轉(zhuǎn)板伺服閥數(shù)學模型,求解彈簧管受力狀態(tài)及其薄壁根部循環(huán)應力值,提出了極端振動環(huán)境下伺服閥彈簧管疲勞強度校核方法。訚耀保等[16]建立了射流管伺服閥力矩馬達的隨機振動動力學模型,通過分析,得到了力矩馬達各部件的隨機振動響應功率譜密度、應變和應力值。

本研究以某型伺服閥在隨整機振動過程中出現(xiàn)的彈簧管開裂現(xiàn)象為契機,通過不同試驗驗證了不同振動臺、不同振動夾具以及同一整機下不同安裝位置對伺服閥彈簧管在隨機振動時的影響。

1 電液伺服閥工作原理

雙噴嘴擋板力反饋電液伺服閥,采用力矩馬達作為電器—機械轉(zhuǎn)換器,雙噴嘴擋板閥作為第一級液壓放大器,四通滑閥作為第二級液壓放大器。其中力矩馬達主要由上磁導體、下磁導體、銜鐵、永久磁鐵、線圈(左線圈、右線圈)、彈簧管及擋板組成;雙噴嘴擋板閥由擋板及參數(shù)相同的2個噴嘴和2個固定節(jié)流孔組成; 四通滑閥則由閥芯和閥套組成。伺服閥結(jié)構(gòu)原理圖如圖1所示。

1.下導磁體 2.上導磁體 3.銜鐵部件 4.線圈 5.殼體 6.套筒 7.滑閥

力矩馬達由上、下導磁體圍繞銜鐵構(gòu)成4個工作氣隙。當伺服閥接收到指令信號后,便在工作氣隙中產(chǎn)生控制磁通。在4個工作氣隙中,由于控制磁通與極化磁通疊加,使得一對對角氣隙的磁通量增大,另一對對角氣隙的磁通量減少,銜鐵上便產(chǎn)生力矩使其繞彈簧管轉(zhuǎn)動中心轉(zhuǎn)動,并帶動固結(jié)在銜鐵上的擋板也隨之輸出一個對應方向的位移,這個位移使得閥芯兩端產(chǎn)生壓力差,推動閥芯運動,閥芯與閥套間2個節(jié)流口被打開,伺服閥輸出與信號電流大小對應的流量。在此過程中,彈簧管起到支撐銜鐵和擋板旋轉(zhuǎn)運動的作用,直接決定了伺服閥是否具有正常的控制功能,是伺服閥的關(guān)鍵零件[17-18]。

力矩馬達的銜鐵部件結(jié)構(gòu)如圖2所示,銜鐵部件主要由反饋彈簧、銜鐵、彈簧管、擋板組成,組成銜鐵部件的各零件之間通過過盈配合壓裝在一起。

1.反饋彈簧 2.銜鐵 3.彈簧管 4.擋板

2 電液伺服閥在振動環(huán)境下彈簧管開裂試驗分析

2.1 電液伺服閥彈簧管在振動環(huán)境下開裂原因分析

某型號伺服機構(gòu)在進行Y向隨機振動時發(fā)現(xiàn)A通道閥電流曲線異常,檢查發(fā)現(xiàn)A通道活塞桿完全縮回。對故障伺服閥閥電流曲線進行分析發(fā)現(xiàn):整機施加零信號,5 s電機啟動后,閥電流波動在-0.4～0.4 mA之間保持穩(wěn)定;10 s施加測試信號后,閥電流波動在-0.9～0.9 mA之間保持穩(wěn)定;13 s隨機振動開始后,閥電流波動范圍在-1～1 mA之間,隨著振動量級逐漸放大,閥電流波動隨之放大,到52 s后閥電流保持在-4～4 mA左右穩(wěn)定。在116.8 s后伺服閥電流突變至20 mA,伺服閥出現(xiàn)故障,如圖3所示。

圖3 故障伺服閥采集的曲線

將伺服機構(gòu)拆解后,分解伺服閥,發(fā)現(xiàn)伺服閥內(nèi)彈簧管管壁出現(xiàn)開裂,如圖4所示。

圖4 伺服閥彈簧管開裂圖

復查全程閥電流曲線,13 s起振前振動信號閥電流波動范圍在±0.9 mA左右。13 s起振后量級逐漸放大,閥電流波動隨之放大,此現(xiàn)象與正常試驗環(huán)節(jié)閥電流曲線波動一致,可判斷測試系統(tǒng)施加到伺服閥的電流信號正常。

伺服閥出現(xiàn)嘯叫現(xiàn)象時,力矩馬達處于高頻自激振蕩狀態(tài),諧振頻率高達數(shù)千赫茲,并伴隨尖銳的叫聲,同時可能造成彈簧管疲勞開裂。經(jīng)復查,在測試過程中伺服閥閥電流曲線正常,未發(fā)生嘯叫。伺服閥嘯叫時的閥電流曲線和故障件隨機振動時閥電流曲線如圖5和圖6所示,經(jīng)對比故障件在振動過程中閥電流曲線毛刺大,而嘯叫時閥電流曲線規(guī)整,不存在閥電流毛刺,與嘯叫時閥電流曲線存在明顯差異,且振動過程中測試人員未聽到嘯叫聲,因此該故障可以排除。

圖5 嘯叫閥電流曲線

圖6 故障件隨機振動時閥電流曲線

圖7 Y向隨機振動曲線

若振動臺振動量級異常,彈簧管處承受的應力過大,超過零件疲勞強度極限,會導致彈簧管疲勞開裂。復查振動時控制點布置情況,采用夾具及臺面兩點控制方式,與正常批次隨機振動時控制點布置一致,復查振動過程中控制點振動譜型,加速度功率密集譜符合GJB 150.16A要求,振動譜形滿足要求。

在產(chǎn)品隨機振動時,整機結(jié)構(gòu)、安裝固定方式或振動臺與夾具傳遞等因素會造成伺服閥處動力學響應存在一定的振動量級的放大,如果量級放大的頻率點與伺服閥彈簧管的固有頻率接近且能量較高的情況下就會引起伺服閥彈簧管受迫振動,可能會引起彈簧管疲勞斷裂。

將故障彈簧管送至專業(yè)機構(gòu)進行失效分析,可見彈簧管開裂源區(qū)位于底部圓角與直線段交界處,源區(qū)特征顯示為疲勞開裂,如圖8、圖9所示,開裂方向為自內(nèi)壁向外壁方向。源區(qū)處內(nèi)外壁均未發(fā)現(xiàn)外部損傷缺陷,斷口源區(qū)未觀察到沿晶特征,未觀察到材料本身缺陷。裂紋自源區(qū)向兩側(cè)沿周向擴展,擴展斷口較為平整,兩端斷口相互摩擦,導致斷口磨損較多,無明顯塑形變形,說明在隨機振動過程中,彈簧管受到了超出材料疲勞極限的高頻交變應力,從而導致彈簧管疲勞開裂。

圖8 故障伺服閥彈簧管開裂位置

圖9 伺服閥彈簧管開裂源區(qū)形貌

為確定此次故障發(fā)生時所使用的振動夾具傳遞至伺服閥處的振動量級,對隨機振動時伺服閥處的振動進行采集。采集結(jié)果如圖10所示,伺服閥響應在671～750 Hz范圍內(nèi)存在峰值,該范圍覆蓋伺服閥銜鐵部件一階固有頻率740 Hz,如圖11所示。在整機隨機振動過程中,750 Hz處對應的功率譜密度值為3.63g2/Hz,振動量級達到46.55g,存在明顯放大。

圖10 隨機振動時伺服閥響應

圖11 伺服閥銜鐵部件固有頻率特性曲線

因此,伺服閥在隨整機振動時彈簧管開裂原因是振動臺和振動夾具的組合固有頻率在伺服閥銜鐵部件一階固有頻率附近存在耦合,造成伺服閥彈簧管諧振,引起振動量級放大,使其受到了超出材料疲勞極限的高頻交變應力,造成彈簧管疲勞開裂所致。

2.2 隨機振動時使用不同振動夾具的對比試驗

為驗證不同振動夾具對伺服閥處振動頻譜是否存在差異,選取工藝整機使用不同的裝穩(wěn)振動夾具在相同振動臺進行Y向隨機振動試驗,如圖12、圖13所示。

圖12 裝穩(wěn)振動夾具

圖13 隨機振動夾具

將使用裝穩(wěn)振動夾具的頻譜監(jiān)測結(jié)果與使用隨機振動夾具的頻譜監(jiān)測結(jié)果進行對比,如圖14所示。從圖14中可見,使用裝穩(wěn)振動夾具時的功率譜密度遠小于使用隨機振動夾具時的功率譜密度。在伺服閥銜鐵組件一階固有頻率740 Hz附近,使用裝穩(wěn)振動夾具的功率譜密度值為0.03g2/Hz,而使用隨機振動夾具的功率譜密度值為3.63g2/Hz。使用裝穩(wěn)振動夾具時A側(cè)閥座處的振動量級為15.68g,而使用隨機振動夾具時的振動量級為46.55g,為裝穩(wěn)振動夾具振動量級的3倍。

圖14 裝穩(wěn)振動夾具與隨機振動夾具的振動頻譜對比

試驗表明,不同振動夾具對產(chǎn)品的振動量級影響很大,不合適的振動夾具將急劇地增加產(chǎn)品的振動量級,使產(chǎn)品在振動過程中實際承受的量級超過指標要求的量級,使產(chǎn)品過考核。

2.3 隨機振動時使用不同振動臺的對比試驗

為驗證不同振動臺對伺服閥處振動頻譜是否存在影響差異,選取工藝整機使用隨機振動夾具在10 t臺和16 t臺進行Y向隨機振動試驗。

將使用10 t臺的伺服閥處頻譜監(jiān)測結(jié)果與使用16 t臺的頻譜監(jiān)測結(jié)果進行對比,如圖15所示。同一工藝整機使用同一隨機振動夾具情況下,在兩個振動臺上的頻譜有明顯差異。在伺服閥銜鐵組件一階固有頻率740 Hz附近,在10 t臺隨機振動的功率譜密度值為1.08g2/Hz,而在16 t臺隨機振動的功率譜密度值為3.63g2/Hz。計算不同狀態(tài)下的伺服閥處激勵頻譜在(740±100) Hz頻率區(qū)間的振動均方根數(shù)值,10 t臺的監(jiān)測頻譜量級為9.41g,16 t臺的監(jiān)測頻譜量級為23.70g(約為10 t臺的2.5倍)。數(shù)據(jù)結(jié)果表明16 t臺在伺服閥一階敏感頻點附近量級有明顯放大。

圖15 使用10 t臺和16 t臺隨機振動頻譜對比

試驗表明,在相同的整機、相同的振動夾具,輸入相同的振動譜型,在不同噸位的振動臺上,結(jié)果在被測產(chǎn)品上采集到的振動量級有明顯不同,因此振動臺也會對產(chǎn)品的振動量級產(chǎn)生影響。

2.4 隨機振動時使用同一整機不同通道的對比試驗

某型號伺服機構(gòu)一次可裝2套伺服閥,分別裝在A通道和B通道上。在進行Y向隨機振動試驗時,安裝在A通道的伺服閥發(fā)生故障時,B通道的伺服閥無異常。為查找A通道與B通道在Y向隨機振動時的差異,某伺服機構(gòu)振動方向及A,B通道銜鐵組件狀態(tài)如圖16所示。兩通道伺服閥銜鐵組件在振動時,安裝方向不同,存在差異。

圖16 Y向隨機振動時A,B通道銜鐵部件狀態(tài)

通過對Y向振動過程中A通道與B通道伺服閥振動頻譜進行分析,兩通道伺服閥振動頻譜如圖17所示。

圖17 Y向隨機振動A,B通道伺服閥頻譜

從圖中可以看出A,B通道在670～750 Hz范圍內(nèi)均存在明顯峰值,但A通道伺服閥功率譜密度值較B通道大。在670 Hz處,A通道伺服閥功率譜密度值為B通道伺服閥的24.74倍;在750 Hz處,A通道伺服閥功率譜密度值為B通道伺服閥的1.84倍。兩通道伺服閥峰值頻譜均含740 Hz,但兩通道伺服閥振動峰值存在顯著差異,即B通道峰值較低,引起共振的能量小。

試驗表明,相同的產(chǎn)品,不同的安裝位置,在振動中所采集到的振動量級也有所不同,從而會導致不同的振動結(jié)果。

4 結(jié)論

本研究通過對某型號伺服機構(gòu)在隨機振動過程中伺服閥彈簧管開裂現(xiàn)象的分析研究,以及對應的不同振動條件進行了振動試驗,得出了以下結(jié)論:

(1) 伺服機構(gòu)整機在隨機振動過程中,振動臺及夾具固有頻率與伺服閥銜鐵部件一階固有頻率存在耦合,會造成伺服閥彈簧管諧振;

(2) 不同振動夾具對在隨機振動時伺服閥彈簧管處的振動量級有不同影響,使用隨機振動夾具時傳遞到彈簧管處的振動量級是使用裝穩(wěn)振動夾具振動量級的3倍;

(3) 不同振動試驗臺對在隨機振動時伺服閥彈簧管處的振動量級也有不同影響,10 t臺相比于16 t臺在伺服閥一階敏感頻點附近量級有一定的放大,但放大量級明顯減小;

(4) 伺服機構(gòu)整機不同通道的伺服閥在隨機振動時,彈簧管所受的振動量級也不相同,兩通道伺服閥振動峰值存在顯著差異,B通道峰值較低,引起共振的能量小,不易時彈簧管產(chǎn)生疲勞損傷。

因此在產(chǎn)品進行振動試驗時,不僅需要考慮產(chǎn)品自身的振動特性和滿足性,還需要考慮外部因素的影響,包括了不同振動夾具、不同振動試驗臺以及產(chǎn)品的不同安裝位置等因素的影響,避免振動量級在傳遞過程中被外部因素放大,從而造成產(chǎn)品的過考核,使試驗失敗。