, 　, 　, (. 長(zhǎng)沙理工大學(xué)， 湖南 長(zhǎng)沙　40004； . 三一重工股份有限公司， 湖南 長(zhǎng)沙　4000)

引言

混凝土泵車是基礎(chǔ)建設(shè)中常見的大型工程機(jī)械。由于工程施工特點(diǎn)，泵車支腿在沖擊載荷和惡劣環(huán)境下循環(huán)作業(yè)，常出現(xiàn)故障，不僅延誤工程，還嚴(yán)重威脅施工人員安全。因此，有必要針對(duì)混凝土泵車支腿失效模式及失效機(jī)理進(jìn)行研究，提出預(yù)防措施和處理方法。

文獻(xiàn)[1]～[3]從支腿受力出發(fā)，提出了支腿反力計(jì)算模型，推導(dǎo)求解支腿最大支反力計(jì)算公式，并考慮兩級(jí)伸縮支腿非線性因素，建立了ANSYS有限元模型。文獻(xiàn)[4]～[7]考慮臂架回轉(zhuǎn)與伸展對(duì)整機(jī)穩(wěn)定性影響，以支腿展開角度為設(shè)計(jì)參數(shù)，建立目標(biāo)函數(shù)求出最佳展角，并推演一種求解支腿最優(yōu)展角的圖解法。文獻(xiàn)[8]從支腿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)出發(fā)，考慮臂架伸展與旋轉(zhuǎn)，研究了支腿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)泵車施工穩(wěn)定性和支腿支撐強(qiáng)度的影響。某知名泵車企業(yè)在對(duì)支腿制造工藝和焊接性能研究基礎(chǔ)上，研發(fā)了六自由度疲勞試驗(yàn)臺(tái)研究支腿疲勞壽命。

由于混凝土泵車工作狀態(tài)變化復(fù)雜，針對(duì)混凝土泵車支腿的有限元分析和理論計(jì)算往往不能客觀反映支腿實(shí)際工況和受力狀態(tài)。為此，本研究以某公司客戶反饋的泵車施工現(xiàn)場(chǎng)失效數(shù)據(jù)為依據(jù)，研究混凝土泵車支腿失效特征；并分析支腿疲勞和開焊失效原因。

1　混凝土泵車支腿失效特征

1.1　失效模式統(tǒng)計(jì)分析

從失效研究中所知，失效數(shù)據(jù)主要來源有試驗(yàn)數(shù)據(jù)和現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)更能真實(shí)反映設(shè)備運(yùn)行的環(huán)境[9]。分析某知名工程機(jī)械企業(yè)混凝土泵車客戶實(shí)際使用反饋信息，截取其中支腿故障狀態(tài)和運(yùn)行時(shí)間組成失效數(shù)據(jù)樣本，定義泵車出現(xiàn)故障停機(jī)維修時(shí)為一次失效。支腿失效數(shù)據(jù)如表1所示。

表1　支腿故障數(shù)據(jù)表

根據(jù)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)出支腿最常見的幾種失效模式如圖1所示，統(tǒng)計(jì)結(jié)果以百分比計(jì)。

圖1　泵車支腿典型失效模式統(tǒng)計(jì)

產(chǎn)品失效形式雖然多樣，歸結(jié)起來是材料、力學(xué)和化學(xué)三者交互作用的結(jié)果。材料與化學(xué)二者之間的交互作用引起材料的腐蝕；材料與力學(xué)的交互作用引起材料的斷裂、疲勞；材料、化學(xué)和力學(xué)三者之間的交互作用引起材料的磨損與腐蝕有關(guān)的斷裂(如應(yīng)力腐蝕、腐蝕疲勞、高溫?cái)嗔?[10]。根據(jù)支腿故障統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，泵車支腿作為結(jié)構(gòu)件，其主要的故障模式為開焊和裂紋，各占支腿故障樣本的30.8%和43.9%，兩項(xiàng)之和占到支腿故障的75%，而其他故障模式相對(duì)較少。這說明混凝土泵車支腿在相應(yīng)環(huán)境中作業(yè)時(shí)，支腿失效是材料與力學(xué)交互作用所導(dǎo)致，對(duì)支腿失效機(jī)理分析也應(yīng)該重點(diǎn)針對(duì)開焊和裂紋這兩種失效模式進(jìn)行。

1.2　失效特征分析

混凝土泵車支腿主要由支腿油缸、支腿銷軸、支撐腹板及支撐座、軸套、高強(qiáng)度鋼板等有機(jī)組合而成。從大量失效樣本分析可知，混凝土泵車支腿主要失效形式為外載作用下產(chǎn)生的母材裂紋和焊縫開焊。這些裂紋產(chǎn)生部位多位于支腿與底盤接觸區(qū)域、支腿支撐腹板、支腿銷軸及銷軸軸套等處。疲勞裂紋長(zhǎng)度由40～300 mm不等，寬度由幾毫米到幾十毫米。而焊縫除沿直線開裂外，也部分存在周向裂紋。圖2是兩種典型失效模式樣本圖片。

圖2　支腿裂紋典型分布

2　支腿疲勞裂紋分析

據(jù)統(tǒng)計(jì)，機(jī)械零件破壞的50%～90%為疲勞破壞[11]。疲勞破壞時(shí)，最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于材料的抗拉強(qiáng)度和屈服極限，常表現(xiàn)為無明顯的脆性斷裂和塑性變形。支腿疲勞裂紋主要出現(xiàn)在支腿母材上，影響支腿疲勞裂紋產(chǎn)生的因素很多，主要包括設(shè)計(jì)加工造成應(yīng)力集中、尺寸因素、金相組織和工作環(huán)境的影響及工作時(shí)受力大小的影響。經(jīng)典疲勞Miner理論認(rèn)為，當(dāng)：

(1)

時(shí)，材料發(fā)生疲勞破壞。其中ni對(duì)應(yīng)每一級(jí)變幅循環(huán)應(yīng)力pi的循環(huán)次數(shù)，i=1,2…,n；Ni為與pi相對(duì)應(yīng)的等幅疲勞壽命。因此，在分析支腿疲勞裂紋時(shí)，準(zhǔn)確計(jì)算支腿所承受的應(yīng)力區(qū)間是分析支腿疲勞裂紋失效機(jī)理的關(guān)鍵。

制造支腿的材料為低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼，為某公司自制高強(qiáng)鋼。由于泵車工作環(huán)境特點(diǎn)，在泵車作業(yè)時(shí)，支腿在各種附加載荷作用下所受的地面支撐反力是支腿開裂的主要原因。以某48 m泵車為例，根據(jù)某公司提供的實(shí)際參數(shù)，參考相關(guān)計(jì)算模型，對(duì)支腿極限受力進(jìn)行分析。當(dāng)泵車五節(jié)臂架全部水平時(shí)，臂架形成的傾翻力矩最大，工況最危險(xiǎn)，受力最復(fù)雜[12]。泵車相關(guān)技術(shù)參數(shù)如表2。

當(dāng)臂架水平時(shí)，支腿反力計(jì)算模型如圖3所示。

結(jié)合模型及泵車結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，臂架系統(tǒng)自重簡(jiǎn)化為通過臂架回轉(zhuǎn)中心O點(diǎn)垂直向下的集中載荷P和力矩M,力矩M與x軸的夾角為φ，相位比臂架超前90°；臂架以外的機(jī)體質(zhì)量G垂直向下作用在O′點(diǎn)；風(fēng)載荷影響分兩部分，非旋轉(zhuǎn)部分的可以忽略，旋轉(zhuǎn)部分簡(jiǎn)化為通過O點(diǎn)的風(fēng)載平移力F風(fēng)、扭矩T風(fēng)以及彎矩M風(fēng)。由混凝土泵車的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)可知在臂架水平的工況下，M風(fēng)和F風(fēng)對(duì)支腿作用力的影響可以忽略不計(jì)，只考慮T風(fēng)的作用。分別計(jì)算如下:

表2　某48米混凝土泵車相關(guān)技術(shù)參數(shù)

圖3　支腿反力計(jì)算模型

1) 載荷P和G引起的支腿反力

集中載荷P和G引起的前后支腿反力分別為F1O1,F1O2,F1O3和F1O4,方向豎直向上。由：

∑MO1O2=0, ∑MO3O4=0

(2)

F1O1=F1O2,F1O3=F1O4

(3)

可得：

(4)

F1O3=[(L4P+L5G]/2L3

(5)

2) 力矩M引起的支腿反力

將力矩M沿x軸和y軸分解為Mx和My,Mx=Mcosφ,My=Msinφ。取豎直向上為正方向，由Mx引起的支腿反力分別為F2O1,F2O2,F2O3和F2O4。Mx分配到前支腿的力矩為Mx(L3-L4)/L3，致使地面對(duì)前兩個(gè)支腿的支撐反力一個(gè)增大，另一個(gè)減小，增大量和減小量形成力矩與其平衡，所以:

(6)

(7)

同理，得：

(8)

(9)

(10)

(11)

考慮振動(dòng)、沖擊載荷影響，取載荷因子為k=1.1,將表2參數(shù)代入以上公式推導(dǎo)可求得前后支腿最大豎直反力分別為：

RO1(max)=RO2(max)=1.28 E7(N)

(12)

RO3(max)=RO4(max)=2.25 E7(N)

(13)

由此可知，雖然支腿工況復(fù)雜多樣，但是最惡劣工況下承受的最大支腿反力為RO1、RO2、RO3、RO4，支腿在介于最大和最小反力的循環(huán)應(yīng)力幅作用下工作產(chǎn)生疲勞裂紋。圖4為某公司實(shí)測(cè)支腿接地截面圖。

圖4　支腿接地截面平面圖

對(duì)于新式支腿，可知其接地面積為S1=πR2=0.080 m2，同理可得對(duì)于舊式支腿，其接地面積為S1=ab=0.35×0.25=0.087 m2。根據(jù)式(12)、式(13)可以得到支腿最惡劣工況下承受的壓強(qiáng)為：

(14)

(15)

結(jié)合實(shí)際參數(shù)的計(jì)算分析表明，前后支腿在極限工況下工作時(shí)，所受的最大壓強(qiáng)分別為160 MPa和281 MPa,支腿在最大和最小應(yīng)力區(qū)間循環(huán)加載下產(chǎn)生疲勞裂紋。

3　支腿焊接裂紋分析

焊接裂紋指在焊縫表面或者焊縫內(nèi)出現(xiàn)的縫隙，其產(chǎn)生的主要原因是焊接接頭局部區(qū)域的金屬在焊接應(yīng)力及致脆因素共同作用下，使金屬原子結(jié)合力遭到破壞而形成一種新界面的裂縫。按照裂紋形成的溫度范圍和原因，可分為熱裂紋、冷裂紋、再熱裂紋及層狀撕裂四大類。影響焊接裂紋產(chǎn)生的原因有焊鋼淬硬性、氫及應(yīng)力等因素。

支腿用料為厚度為10 mm熱軋鋼板，材料經(jīng)高溫淬火后以一定溫度回火處理。試驗(yàn)表明其強(qiáng)度、力學(xué)性能滿足要求。由于泵車支腿是鋼板焊接而成，在沖擊載荷等的作用下焊縫容易開裂。現(xiàn)從焊接結(jié)構(gòu)化學(xué)成分和工藝方面分析裂紋產(chǎn)生的可能原因。支腿材料化學(xué)成分如表3所示，各成分按質(zhì)量百分比計(jì)。

表3　支腿材料化學(xué)成分　(%)

據(jù)表可知，由于鋼材含碳量中等，其材料本身具有一定的強(qiáng)度，但塑性和可焊性較差。合金元素除Mn外其余含量較低，有害S、P含量極低，熱裂紋傾向小。根據(jù)材料含碳量結(jié)合各國(guó)不同機(jī)構(gòu)推薦的碳當(dāng)量計(jì)算公式，選取美國(guó)焊接學(xué)會(huì)(AWS)提出的碳當(dāng)量計(jì)算公式計(jì)算材料的碳當(dāng)量值，選取日本伊藤等人提出的冷裂紋敏感指數(shù)Pcm初步評(píng)定支腿材料的冷裂紋敏感性。具體表達(dá)式為：

CE=C+Mn/6+Si/24+Ni/15+

Cr/5+Mo/4+Cu/13+P/2

(16)

Pcm=C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+

Ni/60+Mo/15+V/3+Nb/2+5B

(17)

式中，Pcm為鋼材冷裂紋敏感指數(shù)，CE為材料的碳當(dāng)量值。按公式計(jì)算可知CE=0.723，碳當(dāng)量為0.373，Pcm=0.4525。由于CE>0.55%[13]，Pcm>0.20[14]，說明鋼板材料具有較大的冷裂傾向，所以焊接前要嚴(yán)格預(yù)熱，也要后熱。某公司施焊要求為焊前預(yù)熱100～120 ℃，焊后后熱200～250 ℃約8～10 min緩冷。根據(jù)文獻(xiàn)[15]的標(biāo)準(zhǔn)，可知材料碳當(dāng)量較高以及公司焊接前預(yù)熱溫度偏低，導(dǎo)致焊接時(shí)產(chǎn)生氫逸出不充分，殘留在焊件中，使根部先產(chǎn)生微裂紋，然后向應(yīng)力集中點(diǎn)擴(kuò)散。同時(shí)，在焊接過程中存在液態(tài)薄膜和焊縫凝固速度過快，使焊縫受到拉伸應(yīng)力而產(chǎn)生冷裂紋，在外力作用下加快擴(kuò)展。

4　結(jié)論

(1) 支腿失效形式雖然多樣，經(jīng)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析可知最常見的失效形式為疲勞裂紋和開焊，分別占到30.8%和43.9%；

(2) 針對(duì)混凝土泵車支腿疲勞裂紋的分析表明，支腿在各種載荷附加作用下所受的地面支撐反力是其疲勞開裂的原因?；诒密噷?shí)際參數(shù)的極限受力計(jì)算為界定支腿疲勞裂紋產(chǎn)生的時(shí)間區(qū)間下限提供了依據(jù)；同時(shí)根據(jù)受力分析表明，在空間允許情況下，合理加大支腿接地截面面積和厚度是減小支腿受力的有效途徑；

(3) 通過支腿焊接工藝和材料化學(xué)成分研究表明，支腿材料滿足工況機(jī)械性能要求。在碳當(dāng)量較高和冷裂紋趨向明顯前提下，某公司焊前預(yù)熱不充分和后熱溫度維持時(shí)間不長(zhǎng)導(dǎo)致氫逸出速度慢，殘留在焊件中擴(kuò)散產(chǎn)生微裂紋及焊縫凝固速度過快，導(dǎo)致冷裂紋產(chǎn)。

參考文獻(xiàn)：

[1]張艷偉，孫國(guó)正，石來德.混凝土泵車支腿反力計(jì)算及基于Ansys的結(jié)構(gòu)分析[J].中國(guó)工程機(jī)械學(xué)報(bào)，2004,2(3)：253-258.

[2]陳國(guó)安，朱真才，李思鼎.工程機(jī)械支腿最大受力值計(jì)算[J].中國(guó)工程機(jī)械學(xué)報(bào)，2010，8(2):162-165.

[3]寧富立，成凱，馮敏.基于Ansys的混凝土泵車伸縮支腿的接觸分析[J].建筑機(jī)械，2010,(12):113-116.

[4]姜校林.泵車支腿最佳展角的研究及其圖解方法[J].建筑機(jī)械，2006,(10)：64-65.

[5]姜校林，歐溈濱.混凝土泵車支腿展開角度的優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].建筑機(jī)械，2005,(5):75-79.

[6]康輝梅.混凝土泵車支腿反力與抬腳量分析[J].建筑機(jī)械技術(shù)與管理，2002,(4)：7-10.

[7]姜校林.用不等式確定混凝土泵車支腿最大反力的值域[J].建筑機(jī)械，2006，(3):94-99.

[8]蔣玉杰，李景春，張國(guó)忠.支腿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)混凝土泵車穩(wěn)定性的影響[J].建筑機(jī)械，2005,(3):67-68.

[9]張旭剛，張華，江志剛.基于剩余使用壽命評(píng)估的再制造方案決策模型及應(yīng)用[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2013,49(7)：51-57.

[10]孫維連，陳再良，王成彪.機(jī)械產(chǎn)品失效分析思路及失效案例分析[J].材料熱處理學(xué)報(bào)，2004,25(1)：69-73.

[11]袁熙，李舜酩.疲勞壽命預(yù)測(cè)方法的研究現(xiàn)狀與發(fā)展[J].航空制造技術(shù)，2005，(12)：80-84.

[12]文晶.混凝土泵車支腿的疲勞及剩余壽命預(yù)測(cè)[D].長(zhǎng)沙：長(zhǎng)沙理工大學(xué)，2013.

[13]曹良裕，魏戰(zhàn)江.鋼的碳的當(dāng)量公式及其在焊接中的應(yīng)用[J].材料開發(fā)與應(yīng)用，1999,14(1)：39-43.

[14]蔣慶梅，陳禮清，許云波等.一種微合金高強(qiáng)鋼焊接冷裂紋敏感性[[J].中國(guó)科技論文在線，2011,6(2)：103-108.

[15]芮樹祥,忻鼎乾.焊接工藝學(xué)[M].哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)出版社,1998.