摘 要:某63CY-104型斜盘柱塞泵壳体经常发生开裂,导致液压油泄漏。采用金相检验、断口 分析和有限元分析等方法,分析了柱塞泵壳体开裂的原因。结果表明:柱塞泵壳体组织中平直、粗 大且两端尖锐的 C型石墨是导致壳体发生开裂的主要原因;柱塞泵在工作过程中受振动较大,壳 体3,4,5阶模态振型变化较大,容易发生共振,使壳体产生裂纹。 

关键词:柱塞泵;石墨;裂纹;有限元分析;模态分析 

中图分类号:TH114                           文献标志码:B                       文章编号:1001-4012(2022)01-0052-05

柱塞泵是通过密闭环境内柱塞的往复运动,使 缸体内部容积发生变化,从而实现吸油和排油,使原 动机的机械能转换为液体的压力能,通过各种控制 阀和管路的传递,借助液压执行元件将液体压力能 转换为机械能。柱塞泵是液压传动系统中的动力来 源[1-2],在液压设备工作过程中发挥着非常重要的作 用。随着工业技术的发展,我国自主研发的 CY 系 列轴向柱塞泵已广泛应用于工程机械、交通运输、农 业化工、矿山冶金、航天工业等领域。

目前,关于柱塞泵的研究主要集中在柱塞泵的 磨损、振动、噪声、寿命等方面[3-5],关于柱塞泵壳体 缺陷的研究较少。王猛等[6]通过有限元软件对柱塞 变量 泵 壳 体 进 行 优 化 设 计。 司 录 荣 等[7] 利 用 ANSYS软件对轴向柱塞泵壳体进行模态分析,得 到壳体的固有频率,使柱塞泵的实际振动频率避开 固有频率,避免发生共振,保障柱塞泵的安全运行。 刘国等[8]对某飞机柱塞泵壳体通油孔处出现的裂纹 进行流固耦合仿真并提出改进措施。国内外学者还 通过大量的理论研究、仿真模拟和试验验证,提高柱 塞泵的工作可靠性[9]。 

某63CY-104型斜盘柱塞泵壳体材料为 HT300 灰铸铁,在工作过程中,其通油孔处经常发生开裂, 导致液压油泄露,严重妨碍了柱塞泵的正常工作。 笔者通过显微组织观察、断口分析和有限元静力学 与模态分析等方法,分析了63CY-104型斜盘柱塞 泵壳体通油孔处开裂的原因,以避免该类事故的再 次发生。 

1 理化检验 

1.1 宏观观察 

斜盘柱塞泵壳体端面的宏观形貌如图1所示, 可见开裂位置在其壳体通油孔至出油口端面。

1.2 金相检验 

1.2.1 显微组织观察

 从斜盘柱塞泵壳体通油孔开裂位置处截取尺寸 为10mm×10mm×10mm 的试样,经打磨、抛光 后,用 无 水 乙 醇 清 洗、干 燥 后 待 用。 采 用 PhenomproX型扫描电镜(SEM)观察柱塞泵壳体 通油孔处断口的微观形貌。

  由图2可 见,该 斜 盘 柱 塞 泵 壳 体 通 油 孔 断 口 附近的黑色 条 带 状 组 织 为 石 墨,呈 均 匀 分 布 的 无 方向性片状 和 初 生 的 粗 大 直 片 状,灰 色 组 织 为 片 状珠光体+少量铁素体。根据标准 GB/T7216- 2009《灰铸铁金相 检 验》,均 匀 分 布 的 无 方 向 性 片 状石墨属于 A 型石墨,初生的粗大直片状石墨属于 C型石墨。此外,按标准 GB/T7216-2009规 定的测试要 求,测 量 图 2 中 3 条 最 长 的 片 状 石 墨 长度,其长度平均值 约 为 0.414 mm。根 据 GB/T 7216-2009标准规定的石墨长度的分级方法,图 2中片状石墨的长度等 级 为 3 级。C 型 石 墨 通 常 使铸铁脆性增大,使材料容易发生断裂[10]。因此, 一般不允许铸铁中出现 C型石墨。图2中的 C型 石墨平直、粗大,两端尖锐,且在局部偏聚,部分呈 “川字形”排列分布。 

有研究表明,灰铸铁中 C 型石墨数量越多,铸 铁强度越低,塑性越差,易在石墨尖端形成应力集 中,从而导致材料出现裂纹。综上所述,C型石墨是 柱塞泵壳体产生裂纹的原因之一。

1.2.2 裂纹检验 

该柱塞泵壳体通油孔至出油口端面产生裂纹。 由图3可见,粗大石墨分布密集处可见裂纹,裂纹沿 着粗大石墨进行扩展,金属基体和较细小石墨分布 区域未见裂纹,表明 C 型石墨及石墨的分布形态是 影响裂纹产生的重要因素。 

1.3 断口分析 

采用 PhenomproX 型扫描电镜观察柱塞泵壳 体通油孔处断口的微观形貌。由图4可知:断口可 见许多撕裂棱和凹陷且大小均匀的解理面;断口可 见不连续的河流状花样;断面相交位置可见撕裂棱; 断口可见少量的韧窝。根据以上分析,该断口为典 型的准解理断裂,少量的等轴状韧窝表明该柱塞泵 壳体具有一定的韧性。 

河流状花样的形成与石墨尖端的应力集中有 关,应力集中区域越大,在外加载荷作用下微裂纹产 生与扩展的几率越大。裂纹检验和断口分析结果与 显微组织观察结果相一致,尺寸粗大且分布集中的 石墨,以及石墨尖端产生的应力集中是该柱塞泵壳 体通油孔处产生裂纹的原因之一。 

2 有限元分析 

对该柱塞泵壳体进行有限元强度分析与模态分 析。分析过程主要有前处理、求解和后处理三个部 分。首先利用 Solidworks三维画图软件对柱塞泵 壳 体 进 行 建 模,然 后 将 模 型 导 入 ANSYS Workbench软件,设置相关边界条件。强度分析的 约束设置为圆柱约束,将与传动轴相接触的壳体内 圆柱面设置为x 和y 方向上的平动位移约束,根据 受力分析施加载荷。根据壳体实际服役情况,模态 分析的约束设置为圆柱约束和固定约束,将壳体底 座进行固定约束。 

2.1 斜盘柱塞泵壳体有限元强度分析 

根据柱塞泵壳体的实际尺寸,用SolidWorks软 件 对 壳 体 进 行 建 模,如 图 5 所 示。 然 后 导 入 ANSYS软件进行分析。

(1)柱塞泵中轴承对壳体的作用力 

在斜盘柱塞泵工作过程中,其传动轴受到的载 荷通过滚动轴承传递到各个零件。滚动轴承安装在 壳体前端的轴承孔中,滚动轴承载荷的计算和同类型液压元件相似,要确定轴承孔的载荷分布,需要先 分析滚动轴承的载荷分布。在斜盘柱塞泵工作时,滚 动轴承受到的径向载荷与轴向载荷主要来源于柱塞, 最终所有载荷将全部作用在壳体上。因此,只需对高 压排油区的柱塞进行受力分析(低压区柱塞作用力较 小)。柱塞受到液压油、斜盘、缸体柱塞孔的作用力和 柱塞自身的惯性力,具体计算公式如下[11]。

①液压油作用力见式(1)。

式中:d 为柱塞直径,mm;p 为高压油区的工作压 力,MPa。 

②柱塞的轴向惯性力Fa 和离心力Fl 见式(2) 和式(3)。

式中:m 为柱塞质量,kg;R 为缸体柱塞孔分度圆半径,mm;α 为斜盘倾角,(°);φ 为缸体转角,(°);ω 为 缸体的回转角速度,r/s。

③滚动轴承的径向载荷由柱塞作用在柱塞孔上 的正压力R1,R2 的合力构成,其计算公式见式(4) 和式(5)。 

式中:FN 为斜盘反作用力,N;ΔL 为柱塞在柱塞孔 中的伸长量,mm;L1,L2 为柱塞孔应力分布长度, mm;L 为柱塞的长度,mm;Fl 为离心力,N;lc 为 柱塞球头中心到柱塞组质心的距离,mm。

(2)斜盘对柱塞泵壳体的作用力 

斜盘对柱塞泵壳体的作用力是指斜盘对壳体内 部斜盘座的压力(F'N)计算公式见式(6)[12]:

式中:Rf 为滑靴在斜盘柱塞泵上的椭圆行动轨迹的 短半轴长度,mm;p0 为吸油区压力,MPa;Z 为柱塞 数;L'为斜盘支承跨度的一半,mm。

 (3)液压油对柱塞泵壳体的作用力

液压力作用在斜盘柱塞泵壳体时,壳体前端进 口和出口处均存在液压力,排油区最大工作压力为 40MPa。 

由图6可见,壳体最大等效应力出现在排油区 内部弯道处,约为 121.5 MPa,最大等效应变约为 3.3,壳体最大变形量约为32.2μm。根据标准 GB/ T9439-2010《灰铸铁件》,壳体的最大失效应力为 300MPa。壳体的最大等效应力远小于标准规定的 最大失效应力,说明其强度满足标准要求。

2.2 斜盘柱塞泵有限元模态分析 

振动会促进裂纹的萌生与扩展[12],因此有必要 对壳体进行有限元模态分析。在斜盘柱塞泵工作过 程中,其壳体承受振动的面积最大。在柱塞泵中,当 激振频率大于3000Hz时,会使振动大幅减小,此 时可以忽略振动对壳体的影响,低阶模态振型对分 析结构振动起着非常重要的作用,作者只取壳体前 六阶模态振型,分析壳体前六阶模态频率。

由图7可见,壳体前部是壳体振动最明显的部位, 壳体3,4,5阶模态振型变化较大,发生共振,从而使壳 体产生裂纹。因此,在斜盘柱塞泵工作过程中应该避 免这三个频率段,分别是2606.2,2797.5,2862.9Hz。

3 结论及建议

(1)该柱塞泵壳体中的 C 型石墨相对平直、粗 大,两端尖锐,呈聚集性分布,裂纹沿着粗大型石墨 内部及石墨与基体界面处扩展,C 型石墨的存在是 柱塞泵壳体开裂的主要原因。 

(2)柱塞泵壳体的 3、4、5 阶模态振型变化较 大,容易发生共振,使壳体产生裂纹。 

(3)可以通过优化柱塞泵壳体的成分,防止平 直、粗大的 C 型石墨产生,防止柱塞泵壳体产生裂 纹。柱塞泵工作时需要避开3,4,5阶频率段,以免 发生共振。

参考文献: 

[1] WANG S H,XIANG J W,TANG H S,etal. Minimumentropydeconvolutionbasedonsimulationdeterminedbandpassfiltertodetectfaultsinaxial pistonpumpbearings[J].ISATransactions,2019,88: 186-198. 

[2] 许睿,谷立臣.轴向柱塞泵全局耦合动力学建模[J]. 农业机械学报,2016,47(1):369-376. 

[3] 马纪明,宋岳恒,卢岳良,等.航空液压泵加速寿命试 验现状及方法研究(连载4)航空液压泵的寿命影响 因素研究与分析[J].液压与气动,2016(1):6-12. 

[4] 李攀硕,李栋梁,张志谊.轴-壳体系统耦合振动的建 模与分析[J].振动与冲击,2012,31(5):128-131. 

[5] 汤何胜,訚耀保,李晶.轴向柱塞泵滑靴副间隙泄漏及 摩擦转矩特性[J].华南理工大学学报(自然科学版), 2014,42(7):74-79. 

[6] 王猛,侯增选,黄磊,等.基于有限元的轴向柱塞变量 泵壳体结构优化[J].机械设计与制造工程,2015,44 (8):21-25. 

[7] 司录荣.轴向柱塞泵的有限元分析及壳体的优化设 计[D].太原:中北大学,2014. 

[8] 刘国,李永龙,张峰,等.某型柱塞泵壳体通油孔仿真 分析与改进研究[J].液压与气动,2019(6):85-89.

<文章来源>材料与测试网 > 期刊论文 > 理化检验－物理分册 > 58卷 > 1期 (pp:52-56)>