某63CY-104型斜盤柱塞泵殼體開裂原因

李文娟,郭文敏,谷籽旺,張弘鱗,侯年浩,徐歡歡

(邵陽學院 機械與能源工程學院，邵陽 422000)

柱塞泵是通過密閉環(huán)境內(nèi)柱塞的往復運動，使缸體內(nèi)部容積發(fā)生變化，從而實現(xiàn)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(zhí)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(tǒng)中的動力來源[1-2]，在液壓設備工作過程中發(fā)揮著非常重要的作用。隨著工業(yè)技術的發(fā)展，我國自主研發(fā)的CY系列軸向柱塞泵已廣泛應用于工程機械、交通運輸、農(nóng)業(yè)化工、礦山冶金、航天工業(yè)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(yōu)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(tài)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(fā)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(xiàn)的裂紋進行流固耦合仿真并提出改進措施。國內(nèi)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(jīng)常發(fā)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(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

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。

圖1 斜盤柱塞泵端面的宏觀形貌

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10 mm×10 mm×10 mm的試樣，經(jīng)打磨、拋光后，用無水乙醇清洗、干燥后待用。采用Phenompro X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)標準GB/T 7216-2009《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/T 7216-2009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標準規(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。

圖2 斜盤柱塞泵殼體通油孔斷口附近的微觀形貌

有研究表明，灰鑄鐵中C型石墨數(shù)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(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

2014年，烏馬河河道治理6 000 m。此次治理根據(jù)《堤防工程設計規(guī)范》（GB50286-98）及《防洪標準》（GB50201-94），設計洪水標準為20年一遇，計算得設計洪峰流量為598 m3/s。治理范圍為太谷縣申奉便橋上游到南同浦鐵路橋長1 547 m及太太路公路橋下游4 453 m河道，主要包括兩岸堤壩及護坡修建，河道疏浚。此次治理只是局部提高了河道防洪標準，對于整條烏馬河來說，還沒能從根本上解決河道行洪問題。

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行擴展，金屬基體和較細小石墨分布區(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。

圖3 斜盤柱塞泵殼體通油孔處裂紋的微觀形貌

1.3 斷口分析

采用Phenompro X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。

圖4 斜盤柱塞泵殼體通油孔處斷口的SEM形貌

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(qū)域越大，在外加載荷作用下微裂紋產(chǎn)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(chǎn)生的應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

對該柱塞泵殼體進行有限元強度分析與模態(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(nèi)圓柱面設置為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)殼體實際服役情況，模態(tài)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(jù)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。

圖5 斜盤柱塞泵殼體的三維模型

(1)柱塞泵中軸承對殼體的作用力

①液壓油作用力見式(1)。

(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)。

Fa=mRω2tanαcosφ

(2)

Fl=mRω2

(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)。

(4)

(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(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)計算公式見式(6)[12]：

(6)

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，殼體前端進口和出口處均存在液壓力，排油區(qū)最大工作壓力為40 MPa。

由圖6可見，殼體最大等效應力出現(xiàn)在排油區(qū)內(nèi)部彎道處，約為121.5 MPa，最大等效應變約為3.3，殼體最大變形量約為32.2 μm。根據(jù)標準GB/T 9439-2010《灰鑄鐵件》，殼體的最大失效應力為300 MPa。殼體的最大等效應力遠小于標準規(guī)定的最大失效應力，說明其強度滿足標準要求。

圖6 斜盤柱塞泵殼體前端的等效應力、等效應變和變形云圖

2.2 斜盤柱塞泵有限元模態(tài)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(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，當激振頻率大于3 000 Hz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(tài)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(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該避免這三個頻率段，分別是2 606.2，2 797.5，2 862.9 Hz。

圖7 斜盤柱塞泵殼體前6階模態(tài)振型

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(nèi)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(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。柱塞泵工作時需要避開3，4，5階頻率段，以免發(fā)生共振。