摘 要:某63CY-104型斜盤柱塞泵殼體經(jīng)常發(fā)生開裂,導(dǎo)致液壓油泄漏。采用金相檢驗(yàn)、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(jié)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(dǎo)致殼體發(fā)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(tài)振型變化較大,容易發(fā)生共振,使殼體產(chǎn)生裂紋。
關(guān)鍵詞:柱塞泵;石墨;裂紋;有限元分析;模態(tài)分析
中圖分類號:TH114 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:1001-4012(2022)01-0052-05
柱塞泵是通過密閉環(huán)境內(nèi)柱塞的往復(fù)運(yùn)動,使 缸體內(nèi)部容積發(fā)生變化,從而實(shí)現(xiàn)吸油和排油,使原 動機(jī)的機(jī)械能轉(zhuǎn)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(zhí)行元件將液體壓力能 轉(zhuǎn)換為機(jī)械能。柱塞泵是液壓傳動系統(tǒng)中的動力來 源[1-2],在液壓設(shè)備工作過程中發(fā)揮著非常重要的作 用。隨著工業(yè)技術(shù)的發(fā)展,我國自主研發(fā)的 CY 系 列軸向柱塞泵已廣泛應(yīng)用于工程機(jī)械、交通運(yùn)輸、農(nóng) 業(yè)化工、礦山冶金、航天工業(yè)等領(lǐng)域。
目前,關(guān)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(guān)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(jìn) 行 優(yōu) 化 設(shè) 計(jì)。 司 錄 榮 等[7] 利 用 ANSYS軟件對軸向柱塞泵殼體進(jìn)行模態(tài)分析,得 到殼體的固有頻率,使柱塞泵的實(shí)際振動頻率避開 固有頻率,避免發(fā)生共振,保障柱塞泵的安全運(yùn)行。 劉國等[8]對某飛機(jī)柱塞泵殼體通油孔處出現(xiàn)的裂紋 進(jìn)行流固耦合仿真并提出改進(jìn)措施。國內(nèi)外學(xué)者還 通過大量的理論研究、仿真模擬和試驗(yàn)驗(yàn)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(jīng)常發(fā)生開裂, 導(dǎo)致液壓油泄露,嚴(yán)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(xué) 與模態(tài)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(fā)生。
1 理化檢驗(yàn)
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(yàn)
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(jīng)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(jù)標(biāo)準(zhǔn) GB/T7216- 2009《灰鑄鐵金相 檢 驗(yàn)》,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(biāo)準(zhǔn) GB/T7216-2009規(guī) 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(jù) GB/T 7216-2009標(biāo)準(zhǔn)規(guī)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(fā)生斷裂[10]。因此, 一般不允許鑄鐵中出現(xiàn) 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(shù)量越多,鑄 鐵強(qiáng)度越低,塑性越差,易在石墨尖端形成應(yīng)力集 中,從而導(dǎo)致材料出現(xiàn)裂紋。綜上所述,C型石墨是 柱塞泵殼體產(chǎn)生裂紋的原因之一。
1.2.2 裂紋檢驗(yàn)
該柱塞泵殼體通油孔至出油口端面產(chǎn)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(jìn)行擴(kuò)展,金屬基體和較細(xì)小石墨分布 區(qū)域未見裂紋,表明 C 型石墨及石墨的分布形態(tài)是 影響裂紋產(chǎn)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(xù)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(jù)以上分析,該斷口為典 型的準(zhǔn)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(yīng)力集中有 關(guān),應(yīng)力集中區(qū)域越大,在外加載荷作用下微裂紋產(chǎn) 生與擴(kuò)展的幾率越大。裂紋檢驗(yàn)和斷口分析結(jié)果與 顯微組織觀察結(jié)果相一致,尺寸粗大且分布集中的 石墨,以及石墨尖端產(chǎn)生的應(yīng)力集中是該柱塞泵殼 體通油孔處產(chǎn)生裂紋的原因之一。
2 有限元分析
對該柱塞泵殼體進(jìn)行有限元強(qiáng)度分析與模態(tài)分 析。分析過程主要有前處理、求解和后處理三個(gè)部 分。首先利用 Solidworks三維畫圖軟件對柱塞泵 殼 體 進(jìn) 行 建 模,然 后 將 模 型 導(dǎo) 入 ANSYS Workbench軟件,設(shè)置相關(guān)邊界條件。強(qiáng)度分析的 約束設(shè)置為圓柱約束,將與傳動軸相接觸的殼體內(nèi) 圓柱面設(shè)置為x 和y 方向上的平動位移約束,根據(jù) 受力分析施加載荷。根據(jù)殼體實(shí)際服役情況,模態(tài) 分析的約束設(shè)置為圓柱約束和固定約束,將殼體底 座進(jìn)行固定約束。
2.1 斜盤柱塞泵殼體有限元強(qiáng)度分析
根據(jù)柱塞泵殼體的實(shí)際尺寸,用SolidWorks軟 件 對 殼 體 進(jìn) 行 建 模,如 圖 5 所 示。 然 后 導(dǎo) 入 ANSYS軟件進(jìn)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(gè)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(jì)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(shí),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(qū)的柱塞進(jìn)行受力分析(低壓區(qū)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(jì)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(qū)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(zhì)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(zhuǎn)角,(°);ω 為 缸體的回轉(zhuǎn)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(gòu)成,其計(jì)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(yīng)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(zhì)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(nèi) 部斜盤座的壓力(F'N)計(jì)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(qū)壓力,MPa;Z 為柱塞 數(shù);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(shí),殼體前端進(jìn) 口和出口處均存在液壓力,排油區(qū)最大工作壓力為 40MPa。
由圖6可見,殼體最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在排油區(qū) 內(nèi)部彎道處,約為 121.5 MPa,最大等效應(yīng)變約為 3.3,殼體最大變形量約為32.2μm。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn) GB/ T9439-2010《灰鑄鐵件》,殼體的最大失效應(yīng)力為 300MPa。殼體的最大等效應(yīng)力遠(yuǎn)小于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的 最大失效應(yīng)力,說明其強(qiáng)度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。
2.2 斜盤柱塞泵有限元模態(tài)分析
振動會促進(jìn)裂紋的萌生與擴(kuò)展[12],因此有必要 對殼體進(jìn)行有限元模態(tài)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(dāng) 激振頻率大于3000Hz時(shí),會使振動大幅減小,此 時(shí)可以忽略振動對殼體的影響,低階模態(tài)振型對分 析結(jié)構(gòu)振動起著非常重要的作用,作者只取殼體前 六階模態(tài)振型,分析殼體前六階模態(tài)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(tài)振型變化較大,發(fā)生共振,從而使殼 體產(chǎn)生裂紋。因此,在斜盤柱塞泵工作過程中應(yīng)該避 免這三個(gè)頻率段,分別是2606.2,2797.5,2862.9Hz。
3 結(jié)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(nèi)部及石墨與基體界面處擴(kuò)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(tài)振型變化較 大,容易發(fā)生共振,使殼體產(chǎn)生裂紋。
(3)可以通過優(yōu)化柱塞泵殼體的成分,防止平 直、粗大的 C 型石墨產(chǎn)生,防止柱塞泵殼體產(chǎn)生裂 紋。柱塞泵工作時(shí)需要避開3,4,5階頻率段,以免 發(fā)生共振。
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