電液伺服閥銜鐵組件過盈配合參數(shù)設(shè)計(jì)*

熊 美, 李 超, 陳 琪, 胡 瑩, 鮑秀惠

(上海航天控制技術(shù)研究所·上海·201109)

0 引 言

現(xiàn)代科技的進(jìn)步促進(jìn)了運(yùn)載火箭的快速發(fā)展。隨著火箭運(yùn)載能力的不斷增強(qiáng),其組成系統(tǒng)也隨之變得越來越復(fù)雜,系統(tǒng)間的密切配合顯得尤為重要[1]。伺服機(jī)構(gòu)是運(yùn)載火箭控制系統(tǒng)中的執(zhí)行機(jī)構(gòu),其按照箭上控制計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)輸出的擺角信號(hào),控制火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的擺角,從而產(chǎn)生對(duì)箭體的操縱力,實(shí)現(xiàn)對(duì)火箭飛行姿態(tài)和飛行彈道的控制[2]。伺服機(jī)構(gòu)有多種形式,目前普遍采用電液伺服機(jī)構(gòu)[3]。電液伺服閥是伺服機(jī)構(gòu)的核心控制部件,直接決定伺服機(jī)構(gòu)的主要功能及性能[4]。電液伺服閥是液壓伺服系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)電液轉(zhuǎn)換、功率放大的關(guān)鍵控制單機(jī),電液伺服閥對(duì)其組成中負(fù)責(zé)電與液連接的銜鐵組件的性能有著很苛刻的要求。反映到機(jī)械加工方面,就是要求銜鐵組件具有很高的裝配精度[5]。目前國(guó)內(nèi)外普遍采用過盈配合裝配銜鐵組件,通過零件接觸面間的過盈量的大小來獲得相應(yīng)的聯(lián)接力,以承受一定的外載荷[6]。許小強(qiáng)利用有限元方法分析出過盈量是影響接觸面應(yīng)力的最大因素[7]。陳連對(duì)厚壁圓筒進(jìn)行過盈聯(lián)接的可靠性分析,結(jié)果表明最大過盈量、最小過盈量都會(huì)影響聯(lián)接的可靠性[8]。由博利用有限元分析研究了過盈量、摩擦系數(shù)和形狀誤差對(duì)銜鐵組件過盈聯(lián)接的最大壓裝力和最大等效應(yīng)力的影響規(guī)律[9]。胡菊云對(duì)由銜鐵、彈簧管及反饋桿組成的兩層裝配關(guān)系的某銜鐵組件進(jìn)行了理論分析,確定了銜鐵與彈簧管、彈簧管及反饋桿的裝配過盈量[10]。過盈配合的銜鐵組件由不同的材料制造,由于材料的線膨脹系數(shù)不同,會(huì)使實(shí)際過盈量減小而產(chǎn)生松動(dòng),在設(shè)計(jì)時(shí)須考慮采取適當(dāng)措施[11]。以上的理論研究與實(shí)驗(yàn)并未涵蓋我所型號(hào)產(chǎn)品伺服閥銜鐵組件所涉及的四種精密零件、三層次過盈配合裝配設(shè)計(jì)的理論與試驗(yàn)研究。故本文基于厚壁圓筒過盈配合原理、零件材料的屈服極限理論,通過對(duì)三層裝配關(guān)系的銜鐵組件接觸面應(yīng)力與等效應(yīng)力進(jìn)行分析計(jì)算,結(jié)合實(shí)際確定了銜鐵組件過盈配合參數(shù)的范圍。

1 銜鐵組件工作原理

1.1 工作原理

銜鐵組件的工作原理如圖1所示,當(dāng)外界電信號(hào)輸入力矩馬達(dá)的線圈后,處在磁場(chǎng)中的銜鐵受到力的作用而偏轉(zhuǎn)一個(gè)角度,同時(shí)垂直緊固在銜鐵上的擋板也偏擺一個(gè)相應(yīng)的角度,兩噴嘴與擋板之間距離發(fā)生變化,這樣在閥芯兩端的液壓力就有一個(gè)差值,此壓力差使閥芯移動(dòng),使得反饋桿、擋板均相應(yīng)移動(dòng),擋板移動(dòng)正好消除噴嘴與擋板間距離的不等,待兩邊間隙趨于相等,閥芯兩端液壓力也趨于相等,處于新的平衡位置,輸出高壓油去控制執(zhí)行機(jī)構(gòu)。

圖1 工作原理圖Fig.1 The schematic diagram

1.2 結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

銜鐵組件由銜鐵、管彈簧、擋板及反饋桿組成,實(shí)物圖及過盈配合區(qū)域截面示意圖見圖2所示。銜鐵與管彈簧過盈配合,管彈簧與擋板過盈配合,擋板與反饋桿過盈配合,共涉及三層過盈裝配關(guān)系。其中,管彈簧中部彈性工作段圓柱薄壁的壁厚只有 0.09mm,極易損壞,在產(chǎn)品研制過程中,由于零件加工誤差、組件裝配誤差等原因,裝配的組件常常出現(xiàn)壓配變形、平行度等指標(biāo)超差及管彈簧受損等問題。

(a)裝配圖

(b)過盈配合區(qū)域截面示意圖圖2 銜鐵組件Fig.2 The armature assembly

2 過盈配合參數(shù)設(shè)計(jì)

對(duì)于n≥3的多層過盈配合,處于中間的零件受到內(nèi)外壓力的作用,如圖3所示為受到內(nèi)外壓力的厚壁圓筒。圖3中p0與p分別為圓筒所受的內(nèi)、外接觸面應(yīng)力,R1與R2分別為圓筒的內(nèi)半徑和外半徑。

圖3 受到內(nèi)外壓力的厚壁圓筒Fig.3 Thick-walled cylinder subjected to internal and external pressure

厚壁圓筒理論綜合考慮幾何關(guān)系、靜力關(guān)系和物理關(guān)系,獲得了厚壁圓筒的應(yīng)力與徑向位移表達(dá)式[12]:

(1)

(2)

(3)

厚壁圓筒理論適合于沒有軸向應(yīng)力的情況。其中σr為徑向應(yīng)力,σθ為周向應(yīng)力,r為半徑變量,E為彈性模量,ν為泊松比,u為徑向位移。

2.1 銜鐵組件各接觸面的接觸應(yīng)力

銜鐵組件的主要材料參數(shù)如表1所示。

表1 銜鐵組件的材料參數(shù)

r1、r2、r3、r4見圖2所示,分別為裝配零件銜鐵、管彈簧、擋板、反饋桿的外半徑。由式(3)可以得出各零件的徑向位移 (mm):

當(dāng)r=r1時(shí),銜鐵外徑位移:

u1_ex= 0.0819p1×10-3

當(dāng)r=r2時(shí),銜鐵內(nèi)徑位移:

u1_in= 0.0934p1×10-3

當(dāng)r=r2時(shí),管彈簧外徑位移:

u2_ex= (0.033p2-0.052p1)×10-3

當(dāng)r=r3時(shí),管彈簧內(nèi)徑位移:

u2_in= (0.044p2-0.055p1)×10-3

當(dāng)r=r3時(shí),擋板外徑位移:

u3_ex= (0.019p3-0.0278p2)×10-3

當(dāng)r=r4時(shí),擋板內(nèi)徑位移:

u3_in=(0.0234p3-0.029p2)×10-3

當(dāng)r=r4時(shí),反饋桿外徑位移:

u4_ex=-0.006p3×10-3

已知各零件孔的公差帶在軸的公差帶之下,孔的尺寸減去相配合的軸的尺寸之差為過盈量[5],故將第i個(gè)厚壁圓筒內(nèi)徑的位移減第i+1個(gè)厚壁圓筒外徑的位移即為過盈量δi:

δi=u1_in-u(i+1)_ex

(4)

由式(4)可以得出各裝配過盈量(mm):

(1)銜鐵與管彈簧過盈量

δ1=u1_in-u2_ex=(0.1454p1-0.033p2)×10-3

(2)管彈簧與擋板過盈量

δ2=u2_in-u3_ex
=(0.0713p2-0.055p1-0.019p3)×10-3

(3)擋板與反饋桿過盈量

δ3=u3_in-u4_ex=0.029(p3-p2)×10-3

即可求得組件接觸面應(yīng)力(MPa):

(1)銜鐵與管彈簧接觸面應(yīng)力

p1= (9.033δ1+5.704δ2+3.736δ3)×103

(5)

(2)管彈簧與擋板接觸面應(yīng)力

p2= (9.497δ1+25.126δ2+16.457δ3)×103

(6)

(3)擋板與反饋桿接觸面應(yīng)力

p3=(9.497δ1+25.126δ2+50.94δ3)×103

(7)

2.2 銜鐵組件各接觸面的等效應(yīng)力

組件采用的材料以屈服的形式失效,本文選用第四強(qiáng)度理論。σri與σθi為第i個(gè)零件的徑向應(yīng)力與軸向應(yīng)力,同為主應(yīng)力,記σri=σ1i,σθi=σ3i, 代入式(1)、(2)中,則等效應(yīng)力為:

(8)

從公式(8)可知:圓筒類零件隨著半徑r的增大,等效應(yīng)力減小,則內(nèi)接觸面上等效應(yīng)力最大。由于接觸面上不允許發(fā)生塑性變形,所以要求σ1_in≤685 MPa,σ2_in≤1035 MPa,σ3_in≤882 MPa,σ4≤882 MPa。

當(dāng)r=r2時(shí),由式(8)得銜鐵內(nèi)接觸面上的等效應(yīng)力:

σ4=4.1625p1≤685

(9)

當(dāng)r=r3時(shí),由式(8)得管彈簧內(nèi)接觸面上的等效應(yīng)力:

(10)

當(dāng)r=r4時(shí),由式(8)得擋板內(nèi)接觸面上的等效應(yīng)力:

(11)

當(dāng)r=r4時(shí),由式(8)得反饋桿等效應(yīng)力:

σ4=p3≤882

(12)

2.3 銜鐵組件原等效應(yīng)力校核

銜鐵組件原設(shè)計(jì)的裝配過盈量見表2所示,按該裝配過盈量范圍,計(jì)算等效應(yīng)力:

a)由式(5)、(9)得銜鐵內(nèi)接觸面上等效應(yīng)力:

σ1_in= 4.1625p1≈ 848MPa

超過了銜鐵屈服強(qiáng)度685MPa,不符合要求。

b)由式(5)、(6)、(10)得管彈簧內(nèi)接觸面上等效應(yīng)力:

σ2_in≈ 1059MPa

超過了管彈簧屈服強(qiáng)度1035MPa,不符合要求。

c)由式(6)、(7)、(11)得擋板內(nèi)接觸面上等效應(yīng)力:

σ3_in≈ 1058MPa

超過了擋板屈服強(qiáng)度882MPa,不符合要求。

d)由式(7)、(12)得反饋桿接觸面應(yīng)力:

σ4=p3≈ 905MPa

超過了反饋桿屈服強(qiáng)度882MPa,不符合要求。

根據(jù)上述計(jì)算分析,按原裝配過盈量壓配的銜鐵組件各接觸面等效應(yīng)力超過了材料屈服極限,是原組件壓配時(shí)常出現(xiàn)的組件壓配變形、平行度超差及管彈簧受損等質(zhì)量問題產(chǎn)生的重要原因之一。

2.4 銜鐵組件裝配過盈量計(jì)算

(1)理論最大極限范圍

過盈量太小滿足不了組件聯(lián)接可靠性和密封性要求,過盈量太大則導(dǎo)致壓配時(shí)零件變形、切損、破裂等問題和隱患。根據(jù)機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)中GB1801-79基孔制配合設(shè)計(jì),得到按優(yōu)先配合的過盈量δi的理論最大極限范圍,見表2所示。

表2 過盈量范圍

(2)裝配過盈量計(jì)算

同時(shí),聯(lián)立式(5)、(6)、(7)、(9)、(10)、(11)、(12),計(jì)算得到更合理的銜鐵組件裝配過盈量范圍:

0.008mm≤δ1≤0.01mm
0.007mm≤δ2≤0.009mm
0.004mm≤δ3≤0.006mm

3 銜鐵組件性能試驗(yàn)驗(yàn)證

按本文計(jì)算的過盈量進(jìn)行了銜鐵組件裝配,裝配測(cè)試內(nèi)容均符合設(shè)計(jì)指標(biāo),測(cè)試結(jié)果見表3。

對(duì)伺服閥進(jìn)行了性能測(cè)試,試驗(yàn)要求見表4。

試驗(yàn)結(jié)果見圖4,x軸向?yàn)殡娏?y軸向?yàn)榱髁?技術(shù)指標(biāo)均滿足設(shè)計(jì)要求。

表3 測(cè)試結(jié)果

圖4 空載流量性能測(cè)試曲線圖Fig.4 No-load flow performance test curve

屈服強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證設(shè)計(jì)的過盈參數(shù)更合理,為銜鐵組件后繼質(zhì)量問題提供理論保證。幾何測(cè)量結(jié)果表明按本文設(shè)計(jì)的過盈配合參數(shù)裝配的銜鐵組件符合設(shè)計(jì)指標(biāo)要求,合格率有了明顯提升。通過伺服閥的性能測(cè)試,驗(yàn)證了銜鐵組件經(jīng)受了壓力試驗(yàn),沒有出現(xiàn)管彈簧受損的問題。

4 結(jié) 論

本文基于厚壁圓筒過盈配合原理,通過對(duì)銜鐵組件接觸面的應(yīng)力與等效應(yīng)力進(jìn)行分析計(jì)算,結(jié)合零件材料的屈服極限理論確定了過盈量的合理范圍。按本文計(jì)算的過盈配合參數(shù)對(duì)銜鐵組件進(jìn)行裝配,經(jīng)幾何測(cè)量、伺服閥性能測(cè)試驗(yàn)證均符合設(shè)計(jì)指標(biāo),滿足產(chǎn)品性能要求,銜鐵組件經(jīng)受了壓力試驗(yàn),沒有出現(xiàn)管彈簧受損的問題,通過本設(shè)計(jì)保證了各裝配零件等效應(yīng)力均低于其材料的屈服強(qiáng)度,避免過大的過盈量裝配產(chǎn)生塑性變形,解決了裝配時(shí)常出現(xiàn)的組件壓配變形、平行度等指標(biāo)超差及管彈簧受損等問題。