摘 要:某63CY-104型斜盤柱塞泵殼體經常發生開裂,導致液壓油泄漏。采用金相檢驗、斷口 分析和有限元分析等方法,分析了柱塞泵殼體開裂的原因。結果表明:柱塞泵殼體組織中平直、粗 大且兩端尖銳的 C型石墨是導致殼體發生開裂的主要原因;柱塞泵在工作過程中受振動較大,殼 體3,4,5階模態振型變化較大,容易發生共振,使殼體產生裂紋。 

關鍵詞:柱塞泵;石墨;裂紋;有限元分析;模態分析 

中圖分類號:TH114                           文獻標志碼:B                       文章編號:1001-4012(2022)01-0052-05

柱塞泵是通過密閉環境內柱塞的往復運動,使 缸體內部容積發生變化,從而實現吸油和排油,使原 動機的機械能轉換為液體的壓力能,通過各種控制 閥和管路的傳遞,借助液壓執行元件將液體壓力能 轉換為機械能。柱塞泵是液壓傳動系統中的動力來 源[1-2],在液壓設備工作過程中發揮著非常重要的作 用。隨著工業技術的發展,我國自主研發的 CY 系 列軸向柱塞泵已廣泛應用于工程機械、交通運輸、農 業化工、礦山冶金、航天工業等領域。

目前,關于柱塞泵的研究主要集中在柱塞泵的 磨損、振動、噪聲、壽命等方面[3-5],關于柱塞泵殼體 缺陷的研究較少。王猛等[6]通過有限元軟件對柱塞 變量 泵 殼 體 進 行 優 化 設 計。 司 錄 榮 等[7] 利 用 ANSYS軟件對軸向柱塞泵殼體進行模態分析,得 到殼體的固有頻率,使柱塞泵的實際振動頻率避開 固有頻率,避免發生共振,保障柱塞泵的安全運行。 劉國等[8]對某飛機柱塞泵殼體通油孔處出現的裂紋 進行流固耦合仿真并提出改進措施。國內外學者還 通過大量的理論研究、仿真模擬和試驗驗證,提高柱 塞泵的工作可靠性[9]。 

某63CY-104型斜盤柱塞泵殼體材料為 HT300 灰鑄鐵,在工作過程中,其通油孔處經常發生開裂, 導致液壓油泄露,嚴重妨礙了柱塞泵的正常工作。 筆者通過顯微組織觀察、斷口分析和有限元靜力學 與模態分析等方法,分析了63CY-104型斜盤柱塞 泵殼體通油孔處開裂的原因,以避免該類事故的再 次發生。 

1 理化檢驗 

1.1 宏觀觀察 

斜盤柱塞泵殼體端面的宏觀形貌如圖1所示, 可見開裂位置在其殼體通油孔至出油口端面。

1.2 金相檢驗 

1.2.1 顯微組織觀察

 從斜盤柱塞泵殼體通油孔開裂位置處截取尺寸 為10mm×10mm×10mm 的試樣,經打磨、拋光 后,用 無 水 乙 醇 清 洗、干 燥 后 待 用。 采 用 PhenomproX型掃描電鏡(SEM)觀察柱塞泵殼體 通油孔處斷口的微觀形貌。

  由圖2可 見,該 斜 盤 柱 塞 泵 殼 體 通 油 孔 斷 口 附近的黑色 條 帶 狀 組 織 為 石 墨,呈 均 勻 分 布 的 無 方向性片狀 和 初 生 的 粗 大 直 片 狀,灰 色 組 織 為 片 狀珠光體+少量鐵素體。根據標準 GB/T7216- 2009《灰鑄鐵金相 檢 驗》,均 勻 分 布 的 無 方 向 性 片 狀石墨屬于 A 型石墨,初生的粗大直片狀石墨屬于 C型石墨。此外,按標準 GB/T7216-2009規 定的測試要 求,測 量 圖 2 中 3 條 最 長 的 片 狀 石 墨 長度,其長度平均值 約 為 0.414 mm。根 據 GB/T 7216-2009標準規定的石墨長度的分級方法,圖 2中片狀石墨的長度等 級 為 3 級。C 型 石 墨 通 常 使鑄鐵脆性增大,使材料容易發生斷裂[10]。因此, 一般不允許鑄鐵中出現 C型石墨。圖2中的 C型 石墨平直、粗大,兩端尖銳,且在局部偏聚,部分呈 “川字形”排列分布。 

有研究表明,灰鑄鐵中 C 型石墨數量越多,鑄 鐵強度越低,塑性越差,易在石墨尖端形成應力集 中,從而導致材料出現裂紋。綜上所述,C型石墨是 柱塞泵殼體產生裂紋的原因之一。

1.2.2 裂紋檢驗 

該柱塞泵殼體通油孔至出油口端面產生裂紋。 由圖3可見,粗大石墨分布密集處可見裂紋,裂紋沿 著粗大石墨進行擴展,金屬基體和較細小石墨分布 區域未見裂紋,表明 C 型石墨及石墨的分布形態是 影響裂紋產生的重要因素。 

1.3 斷口分析 

采用 PhenomproX 型掃描電鏡觀察柱塞泵殼 體通油孔處斷口的微觀形貌。由圖4可知:斷口可 見許多撕裂棱和凹陷且大小均勻的解理面;斷口可 見不連續的河流狀花樣;斷面相交位置可見撕裂棱; 斷口可見少量的韌窩。根據以上分析,該斷口為典 型的準解理斷裂,少量的等軸狀韌窩表明該柱塞泵 殼體具有一定的韌性。 

河流狀花樣的形成與石墨尖端的應力集中有 關,應力集中區域越大,在外加載荷作用下微裂紋產 生與擴展的幾率越大。裂紋檢驗和斷口分析結果與 顯微組織觀察結果相一致,尺寸粗大且分布集中的 石墨,以及石墨尖端產生的應力集中是該柱塞泵殼 體通油孔處產生裂紋的原因之一。 

2 有限元分析 

對該柱塞泵殼體進行有限元強度分析與模態分 析。分析過程主要有前處理、求解和后處理三個部 分。首先利用 Solidworks三維畫圖軟件對柱塞泵 殼 體 進 行 建 模,然 后 將 模 型 導 入 ANSYS Workbench軟件,設置相關邊界條件。強度分析的 約束設置為圓柱約束,將與傳動軸相接觸的殼體內 圓柱面設置為x 和y 方向上的平動位移約束,根據 受力分析施加載荷。根據殼體實際服役情況,模態 分析的約束設置為圓柱約束和固定約束,將殼體底 座進行固定約束。 

2.1 斜盤柱塞泵殼體有限元強度分析 

根據柱塞泵殼體的實際尺寸,用SolidWorks軟 件 對 殼 體 進 行 建 模,如 圖 5 所 示。 然 后 導 入 ANSYS軟件進行分析。

(1)柱塞泵中軸承對殼體的作用力 

在斜盤柱塞泵工作過程中,其傳動軸受到的載 荷通過滾動軸承傳遞到各個零件。滾動軸承安裝在 殼體前端的軸承孔中,滾動軸承載荷的計算和同類型液壓元件相似,要確定軸承孔的載荷分布,需要先 分析滾動軸承的載荷分布。在斜盤柱塞泵工作時,滾 動軸承受到的徑向載荷與軸向載荷主要來源于柱塞, 最終所有載荷將全部作用在殼體上。因此,只需對高 壓排油區的柱塞進行受力分析(低壓區柱塞作用力較 小)。柱塞受到液壓油、斜盤、缸體柱塞孔的作用力和 柱塞自身的慣性力,具體計算公式如下[11]。

①液壓油作用力見式(1)。

式中:d 為柱塞直徑,mm;p 為高壓油區的工作壓 力,MPa。 

②柱塞的軸向慣性力Fa 和離心力Fl 見式(2) 和式(3)。

式中:m 為柱塞質量,kg;R 為缸體柱塞孔分度圓半徑,mm;α 為斜盤傾角,(°);φ 為缸體轉角,(°);ω 為 缸體的回轉角速度,r/s。

③滾動軸承的徑向載荷由柱塞作用在柱塞孔上 的正壓力R1,R2 的合力構成,其計算公式見式(4) 和式(5)。 

式中:FN 為斜盤反作用力,N;ΔL 為柱塞在柱塞孔 中的伸長量,mm;L1,L2 為柱塞孔應力分布長度, mm;L 為柱塞的長度,mm;Fl 為離心力,N;lc 為 柱塞球頭中心到柱塞組質心的距離,mm。

(2)斜盤對柱塞泵殼體的作用力 

斜盤對柱塞泵殼體的作用力是指斜盤對殼體內 部斜盤座的壓力(F'N)計算公式見式(6)[12]:

式中:Rf 為滑靴在斜盤柱塞泵上的橢圓行動軌跡的 短半軸長度,mm;p0 為吸油區壓力,MPa;Z 為柱塞 數;L'為斜盤支承跨度的一半,mm。

 (3)液壓油對柱塞泵殼體的作用力

液壓力作用在斜盤柱塞泵殼體時,殼體前端進 口和出口處均存在液壓力,排油區最大工作壓力為 40MPa。 

由圖6可見,殼體最大等效應力出現在排油區 內部彎道處,約為 121.5 MPa,最大等效應變約為 3.3,殼體最大變形量約為32.2μm。根據標準 GB/ T9439-2010《灰鑄鐵件》,殼體的最大失效應力為 300MPa。殼體的最大等效應力遠小于標準規定的 最大失效應力,說明其強度滿足標準要求。

2.2 斜盤柱塞泵有限元模態分析 

振動會促進裂紋的萌生與擴展[12],因此有必要 對殼體進行有限元模態分析。在斜盤柱塞泵工作過 程中,其殼體承受振動的面積最大。在柱塞泵中,當 激振頻率大于3000Hz時,會使振動大幅減小,此 時可以忽略振動對殼體的影響,低階模態振型對分 析結構振動起著非常重要的作用,作者只取殼體前 六階模態振型,分析殼體前六階模態頻率。

由圖7可見,殼體前部是殼體振動最明顯的部位, 殼體3,4,5階模態振型變化較大,發生共振,從而使殼 體產生裂紋。因此,在斜盤柱塞泵工作過程中應該避 免這三個頻率段,分別是2606.2,2797.5,2862.9Hz。

3 結論及建議

(1)該柱塞泵殼體中的 C 型石墨相對平直、粗 大,兩端尖銳,呈聚集性分布,裂紋沿著粗大型石墨 內部及石墨與基體界面處擴展,C 型石墨的存在是 柱塞泵殼體開裂的主要原因。 

(2)柱塞泵殼體的 3、4、5 階模態振型變化較 大,容易發生共振,使殼體產生裂紋。 

(3)可以通過優化柱塞泵殼體的成分,防止平 直、粗大的 C 型石墨產生,防止柱塞泵殼體產生裂 紋。柱塞泵工作時需要避開3,4,5階頻率段,以免 發生共振。

參考文獻: 

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<文章來源>材料與測試網 > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 58卷 > 1期 (pp:52-56)>