潛孔沖擊器活塞裂紋的分析

□蕭志鈺

荊州職業(yè)技術(shù)學(xué)院湖北荊州434020

潛孔沖擊器活塞裂紋的分析

□蕭志鈺

荊州職業(yè)技術(shù)學(xué)院湖北荊州434020

近80%金屬構(gòu)件破壞的主要形式是疲勞破壞，構(gòu)件的疲勞斷裂是裂紋逐漸擴(kuò)展的結(jié)果。研究了在不同工況條件下不同潛孔沖擊器活塞結(jié)構(gòu)尺寸對初始裂紋長度和臨界裂紋長度的影響規(guī)律，為潛孔沖擊器活塞的設(shè)計及工程現(xiàn)場應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

1 研究背景

在研究構(gòu)件時，通常先假設(shè)構(gòu)件是無缺陷的，但這樣的分析結(jié)果往往與無缺陷材料的某些性質(zhì)不符。實際上，任何材料和構(gòu)件總是不可避免地存在一些微裂紋、劃痕或氣孔等缺陷，這些缺陷是在制作、加工、沖壓或焊接過程中形成的。在研究中，常常將這些缺陷作為裂紋源或先天裂紋[1]。不同的材料在不同的載荷作用下，以上缺陷對力學(xué)性能的影響各不相同，發(fā)展速度也不一樣，應(yīng)當(dāng)區(qū)別對待[2]。構(gòu)件的疲勞斷裂與初始裂紋長度、裂紋閾值、臨界裂紋長度有很大關(guān)系，對其進(jìn)行研究有重要的現(xiàn)實意義。

筆者所研究的潛孔沖擊器活塞如圖1所示，在1.41～2.1 MPa壓縮空氣推動下，活塞完成回程運動后，從沖擊器的內(nèi)缸頂端向下做加速運動。在接近鉆頭時，活塞已獲得較快的速度，在極短的時間內(nèi)與鉆頭碰撞后反彈，又在壓縮空氣推動下向上運動，到達(dá)內(nèi)缸頂端，完成一個工作循環(huán)?；钊臎_擊末速度一般在8～12 m/s之間[3]。

圖1 潛孔沖擊器活塞

如圖2所示，潛孔沖擊器活塞的外圓半徑R0=32.5mm，內(nèi)孔半徑R1=14.3 mm，a為裂紋至活塞內(nèi)孔的距離，活塞初始裂紋長度a0=1.5 mm，活塞厚度t=R0-R1=18.2 mm，裂紋位置因子a/t=0.1。

圖2 活塞斷面各參數(shù)

2 裂紋閾值

裂紋閾值即裂紋擴(kuò)展的下限值，是內(nèi)部力和外部驅(qū)動力之間矛盾運動的邊界點，一般用ΔKth表示。當(dāng)裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子K達(dá)到并超過裂紋閾值ΔKth時，裂紋發(fā)生擴(kuò)展。通過大量的理論和試驗研究確認(rèn)，影響裂紋閾值ΔKth的因素很多，包括材料內(nèi)部組織、力學(xué)性能、載荷條件、環(huán)境因素、材料幾何尺寸和裂紋長度等[4]。其中，材料幾何尺寸對裂紋閾值的影響較小，力學(xué)性能、載荷條件和環(huán)境因素對裂紋閾值的影響則較大，在不同的條件下，裂紋閾值可以相差4～5倍。

在常溫下，平面應(yīng)變狀態(tài)ΔKth的公式為[5-6]：

式中：E為材料彈性模量，MPa；μ為泊松比；σs為材料的屈服強(qiáng)度，MPa。

將筆者所研究活塞的各參數(shù)代入，計算得：

帶裂紋構(gòu)件受到應(yīng)力σ的作用，只要σ不大于材料的屈服強(qiáng)度，材料就不會產(chǎn)生塑性發(fā)展。但是，構(gòu)件在交變載荷作用下，雖然σ遠(yuǎn)低于材料的疲勞極限，甚至低于材料的屈服強(qiáng)度，裂紋也會發(fā)生緩慢的擴(kuò)展。構(gòu)件在裂紋擴(kuò)展過程中，其能承受交變應(yīng)力的有效截面不斷減小，此時若驅(qū)動力大于材料的斷裂韌度，將發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展，甚至斷裂。裂紋擴(kuò)展的條件為ΔK＞ΔKth，ΔK為應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值，即當(dāng)ΔK＞ΔKth時，在經(jīng)過長時間交變載荷循環(huán)加載的情況下，裂紋開始擴(kuò)展。

3 臨界裂紋長度

臨界裂紋長度指在給定的受力情況下，不發(fā)生斷裂所容許的最大裂紋尺寸[6]，一般用ac表示。根據(jù)《應(yīng)力強(qiáng)度因子手冊》，ac的計算公式為：

式中：KIC為材料斷裂韌性，KIC=153 MPa·m1/2；F1為構(gòu)件幾何與裂紋尺寸的函數(shù)；σmax為最大名義應(yīng)力，MPa。

圖3 裂紋函數(shù)因子隨裂紋位置因子的變化曲線

當(dāng)R1/R0≈0.44時，在沖擊末速度為8 m/s的工作條件下，通過以上公式及ANSYS軟件模擬計算得到最大名義應(yīng)力，以及不同深度裂紋的臨界裂紋長度[7]，見表1。

表1 沖擊末速度為8 m/s條件下不同深度裂紋的臨界裂紋長度

由表1可以看出，裂紋在活塞中的位置不同，臨界裂紋長度有很大變化：裂紋越靠近外表面，臨界裂紋長度越小，發(fā)生斷裂的可能性越大；靠近內(nèi)表面的裂紋，臨界裂紋長度比靠近外表面裂紋的臨界裂紋長度小，但比中心位置附近裂紋的臨界裂紋長度大，因此，靠近內(nèi)表面裂紋斷裂的可能性比中心位置附近裂紋要大。

活塞沖擊末速度主要在8～12 m/s范圍之內(nèi)，沖擊末速度不同，活塞的小徑圓角過渡部位所受的應(yīng)力值也會發(fā)生改變，進(jìn)而會影響臨界裂紋長度[8]。

圖4所示為臨界裂紋長度隨沖擊末速度變化的曲線。由圖4可知，在相同沖擊末速度下，臨界裂紋長度隨裂紋深度的變化基本一致，即裂紋靠近外表面時臨界裂紋長度最長，裂紋靠近內(nèi)表面時次之，中間位置附近裂紋的臨界裂紋長度最短，且臨界裂紋長度隨沖擊末速度的加快而減小，減小的幅度則逐漸增大。

老師課前導(dǎo)入本節(jié)課的學(xué)習(xí)目標(biāo)、重點難點，然后設(shè)定龍虎榜（評分表）用以記錄每個組的得分，激發(fā)學(xué)生勝負(fù)欲望。接著邀請各組派代表對收集到的產(chǎn)品資料進(jìn)行介紹，老師在黑板上把學(xué)生提及的產(chǎn)品信息點列出來。最后由老師進(jìn)行劃重點和歸納，就形成了產(chǎn)品說明書的基本要素。

圖4 活塞沖擊末速度對臨界裂紋長度的影響

壁厚也是影響結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的重要因素之一[9]，如果壁厚沒有達(dá)到構(gòu)件所要求的尺寸，會大大削弱構(gòu)件的承受能力。圖5為活塞內(nèi)孔直徑對臨界裂紋長度的影響曲線。

圖5 活塞內(nèi)孔直徑對臨界裂紋長度的影響

當(dāng)活塞沖擊末速度為8 m/s、外徑一定時，內(nèi)孔直徑越大，則壁厚越薄。圖5表明，活塞的內(nèi)孔直徑對臨界裂紋長度有較大影響，內(nèi)孔直徑越大，臨界裂紋長度越短；在靠近外表面的位置，內(nèi)孔直徑的變化對臨界裂紋長度的影響相對較?。辉诨钊穸?/2位置到靠近內(nèi)表面處，臨界裂紋長度隨著內(nèi)孔直徑的減小，即壁厚的增大而大幅度增大。

4 初始裂紋長度

筆者所研究的潛孔沖擊器活塞在使用較短時間后就出現(xiàn)了活塞斷裂的情況，破壞之前并未檢查是否有潛伏裂紋。采用逆向破壞分析法，即通過已經(jīng)存在的裂紋推斷初始裂紋可能的長度。

采用逆向破壞分析法，假設(shè)初始裂紋已存在，然后與實際研究對象進(jìn)行比較，得出構(gòu)件隱含的裂紋長度及壽命[10]。初始裂紋尺寸取值為目前工程可測出的尺寸：0.05 mm、0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.4 mm、0.5 mm、0.6 mm。

活塞的疲勞壽命可以用鑿巖鉆頭累積鑿巖進(jìn)尺表示[8]：

式中：N為接觸的疲勞壽命循環(huán)次數(shù)；w為沖擊頻率，Hz；s為鉆頭鉆進(jìn)1 m標(biāo)準(zhǔn)花崗巖的純鑿時間，min。

式中：C、m為材料參數(shù)，C=6.28×1012，m=2。

活塞沖擊末速度為8 m/s，a/t=0.9，a0=0.5 mm，ac=2.5mm，則N=2.45×107，累積鑿巖進(jìn)尺L=1781m。

表2為不同初始裂紋長度的循環(huán)次數(shù)與累積進(jìn)尺的關(guān)系。由表2可以看出，初始裂紋尺寸微小的變化可以引起疲勞壽命循環(huán)次數(shù)非常大的改變，且初始裂紋長度越大，疲勞壽命循環(huán)次數(shù)越小。

表2 初始裂紋長度的循環(huán)次數(shù)與累積鑿巖進(jìn)尺的關(guān)系

5 結(jié)論

（1）裂紋接近外表面時臨界裂紋長度最大，可見外表面是最危險的部位，在出廠檢測或使用一段時間后的維護(hù)工作中應(yīng)重視外表面裂紋的檢測。

（2）內(nèi)孔直徑越大，臨界裂紋長度越短，潛孔沖擊器活塞的內(nèi)孔直徑以30.6 mm較為合適。

（3）初始裂紋尺寸微小的變化可以引起疲勞壽命循環(huán)次數(shù)非常大的改變，因此必須重視裂紋檢測環(huán)節(jié)，盡量采用先進(jìn)的檢測設(shè)備。

[1]宮本博.彈塑性斷裂力學(xué)[M].楊秉憲，王幼復(fù)，譯.太原:山西人民出版社，1983.

[2]ROBINSON J E.Piston-boss and Wrist-pin Design[J].Journal ofEngineeringfor Power，1965，87（4）：412-420.

[3]曾春華.疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值的研究進(jìn)展[J].力學(xué)進(jìn)展，1986，16（2）：265-276.

[4]錢士強(qiáng)，高樺.全復(fù)合型裂紋疲勞擴(kuò)展門檻限估算[J].機(jī)械強(qiáng)度，1995，17（1）：17-21.

[5]楊海生，常新龍.LD10鋁合金疲勞裂紋擴(kuò)展速率的研究[J].航天制造技術(shù)，2005（1）：12-15.

[6]中國航空研究院.應(yīng)力強(qiáng)度因子手冊[M].北京：科學(xué)出版社，1981.

[7]劉義倫.工程構(gòu)件疲勞壽命預(yù)測理論與方法[M].長沙:湖南科學(xué)技術(shù)出版社，1997.

[8]曾璟.潛孔沖擊器活塞壽命分析[J].世界采礦快報，1998（6）：34-36.

[9]倪向貴，李新亮，王秀喜.疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律Paris公式的一般修正及應(yīng)用[J].壓力容器,2006，23（12）：8-15.

[10]TRUHAN J J,QU J,BLAU P J.A Rig Test to Measure Friction and Wear ofHeavyDuty Diesel Engine Piston Rings and Cylinder Liners Using Realistic Lubricants[J].Tribology International，2005，38（3）：211-218.

[11]陳傳堯.疲勞與斷裂[M].武漢:華中科技大學(xué)出版社,2002.

（編輯：丁罡）

Nearly80%ofthe main failure modes ofmetal structures are fatigue failure,and the fatigue fracture is the result ofthe gradual expansion ofcrack.The influence ofdifferent sizes ofpistons in dowm-the-hole hammers oninitialcracklengthandcriticalcracklengthunderdifferentworkingconditionswasstudied,which could providea theoreticalbasisforthedowm-the-holehammer'spistondesignandapplicationatengineeringfield.

活塞；裂紋；分析

Piston；Crack；Analyses

TH122；TD422.5

A

1672-0555（2017）01-068-04

2016年9月

蕭志鈺（1983—），女，碩士，講師，主要研究方向為機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度