鐘宏宇， 呂凱波， 樊紅衛(wèi)，李健 ，蘇成明 ，高宏偉

(1.太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，山西太原 030024；2.西安科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，陜西西安 710054；3.太原理工大學(xué)霍州智能再制造研究院，山西臨汾 041000；4.陜西天元智能再制造股份有限公司，陜西西安 710065)

0 前言

液壓支架是煤礦綜采工作面的重要設(shè)備，為井下開(kāi)采提供安全的作業(yè)空間。雙伸縮立柱是液壓支架的主要承載部件，起著調(diào)節(jié)支架高度、維持支架平衡、緩沖過(guò)載沖擊等作用。立柱由于受載大，工作在腐蝕、粉塵等惡劣環(huán)境下等因素，通常會(huì)出現(xiàn)表面銹蝕、劃傷等失效形式，導(dǎo)致密封性下降，出現(xiàn)漏液，使得液壓支架功能喪失。如果將這些失效的立柱報(bào)廢處理會(huì)造成資源的極大浪費(fèi)，因此對(duì)其進(jìn)行再制造有著顯著的經(jīng)濟(jì)效益和環(huán)境效益。

傳統(tǒng)的立柱再制造方式是電鍍鍍鉻，修復(fù)后鍍層與母材結(jié)合力不強(qiáng)，容易鼓包造成脫落，使用壽命短。激光熔覆是一種新興的再制造技術(shù)，運(yùn)用此種方式修復(fù)后的立柱有著硬度高、抗腐蝕、耐磨損等優(yōu)點(diǎn)。經(jīng)過(guò)激光熔覆再制造修復(fù)的立柱在重新投入使用前需要進(jìn)行可靠性檢驗(yàn)，目前通常使用的檢驗(yàn)方法是實(shí)驗(yàn)法，較為耗時(shí)耗力。

隨著計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)的發(fā)展，有限元方法在液壓支架立柱設(shè)計(jì)和強(qiáng)度分析中得到了廣泛的應(yīng)用。WANG等基于混合結(jié)構(gòu)和非結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格對(duì)360型雙伸縮立柱進(jìn)行了軸向1.5倍、2.0倍額定載荷以及偏心1.1倍額定載荷的有限元分析，得到在不考慮動(dòng)荷載的情況下，立柱可承受2.0倍軸向壓力和1.1倍偏心0.3壓力，應(yīng)力加載均勻，荷載傳遞合理的結(jié)論。郭永昌、廉自生利用機(jī)械振動(dòng)原理建立320型單伸縮立柱的沖擊模型，建立立柱的ANSYS有限元模型進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真，為立柱在動(dòng)載荷下的沖擊強(qiáng)度分析提供一種可行的計(jì)算分析方法。董良太利用有限元分析軟件對(duì)立柱進(jìn)行2倍中心載荷情況下強(qiáng)度分析和流固耦合分析，為液壓支架立柱的設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。

以ZY12000-28-63D液壓支架的400 mm雙伸縮立柱為研究對(duì)象，根據(jù)GB 25974.2—2010《煤礦用液壓支架第2部分:立柱和千斤頂技術(shù)條件》，基于重錘法來(lái)模擬液壓支架受到?jīng)_擊載荷的工況，推導(dǎo)計(jì)算出立柱受沖擊時(shí)各級(jí)缸體內(nèi)部最大液體壓力。建立再制造立柱限元模型，基于有限元法得到各級(jí)缸體及熔覆層的應(yīng)力結(jié)果，分析不同激光熔覆工藝參數(shù)對(duì)立柱缸體強(qiáng)度的影響規(guī)律。研究為再制造立柱的可靠性檢驗(yàn)提及熔覆工藝參數(shù)選取供理論參考。

1 沖擊載荷下立柱內(nèi)液體壓力計(jì)算

立柱受到?jīng)_擊載荷的過(guò)程可以用落錘加載法模擬，如圖1所示。此方法簡(jiǎn)單易行，還可以通過(guò)改變落錘的高度和質(zhì)量來(lái)模擬實(shí)際工況。在重錘下落沖擊立柱的過(guò)程中，忽略缸體間較小的摩擦阻尼，將雙伸縮立柱等效為兩級(jí)軸向彈性體串聯(lián)。重錘從距離活柱頂端2 m的高度向初撐力=3 600 kN的立柱落下，與活柱接觸后一起向下運(yùn)動(dòng)，當(dāng)運(yùn)動(dòng)的距離達(dá)到最大時(shí)缸體內(nèi)液體壓力也達(dá)到最大。立柱幾何參數(shù)如表1所示。

圖1 重錘沖擊模型

表1 立柱幾何參數(shù)

為獲得缸內(nèi)最大壓力需求得立柱的等效剛度，該等效剛度與缸內(nèi)乳化液的容積彈性模量有關(guān)。

由剛度定義得，雙伸縮立柱(=1時(shí)為立柱外缸，=2時(shí)為立柱中缸)級(jí)缸體等效剛度：

(1)

式中：為第級(jí)缸內(nèi)徑所在圓面積,m；為第級(jí)缸有效液柱長(zhǎng)度,m。

容積彈性模量定義

(2)

式中：為乳化液的初始體積，m。

考慮缸徑變化的乳化液容積彈性模數(shù)：

(3)

式中:為第級(jí)缸體外徑，m；為第級(jí)缸體內(nèi)徑，m；為缸體材料彈性模量，=206×10MPa；為泊松比,=026；為5乳化液容積壓縮系數(shù)，=55×10m/N。

由式(2)(3)可得各級(jí)缸體等效剛度：

(4)

由彈性體串聯(lián)剛度可得雙伸縮立柱等效剛度：

(5)

由能量法可得，重錘與活柱接觸后向下運(yùn)動(dòng)的最大距離：

(6)

式中：為活柱質(zhì)量，=641 kg；′為重錘質(zhì)量，′=15 000 kg。

立柱內(nèi)有初撐力各級(jí)缸內(nèi)最大液體壓力：

(7)

經(jīng)計(jì)算:=70.49 MPa，=134.11 MPa。

2 再制造雙伸縮立柱強(qiáng)度分析

2.1 再制造立柱三維模型建立

再制造雙伸縮立柱的主要結(jié)構(gòu)包括外缸、中缸、活柱、熔覆層、導(dǎo)向套和密封圈等零部件。為了方便后續(xù)有限元網(wǎng)格劃分和仿真計(jì)算，需對(duì)雙伸縮立柱的幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化。簡(jiǎn)化時(shí)應(yīng)當(dāng)遵守以下原則：去掉油孔、底閥等對(duì)立柱整體承載能力影響較小的結(jié)構(gòu)；各級(jí)缸體均由鍛件焊接而成，通常情況下焊縫強(qiáng)度高于母材強(qiáng)度，因此在幾何模型建立的過(guò)程中忽略焊縫，將雙伸縮立柱建立為整體模型。

用NX12.0軟件分別建立活柱、中缸、外缸以及熔覆層模型，立柱的再制造工藝為活柱外表面、中缸內(nèi)外壁以及外缸內(nèi)壁熔覆不銹鋼粉末，熔覆層厚度均為1 mm。因此在建立三級(jí)缸體模型時(shí)要在保證缸徑不變的情況下建立熔覆層。為了便于在有限元軟件中賦予基體和熔覆層不同的材料，不對(duì)缸體和熔覆層進(jìn)行布爾運(yùn)算。再制造立柱幾何模型如圖2所示，中缸局部放大示意如圖3所示。

圖2 再制造立柱幾何模型

圖3 中缸局部放大示意

2.2 有限元分析

立柱基體的材料為27SiMn鋼，熔覆層材料為不銹鋼粉末，材料的屬性如表2所示，不銹鋼粉末的屈服強(qiáng)度為條件屈服強(qiáng)度()，為實(shí)驗(yàn)測(cè)得。

表2 材料屬性

文中主要考慮液體壓力對(duì)缸壁、熔覆層的影響，忽略各級(jí)缸體之間的相互作用力。為了便于壓力加載和結(jié)果分析，將外缸、中缸、活柱分別進(jìn)行有限元計(jì)算。

用ANSYS靜力學(xué)模塊進(jìn)行有限元分析。為了設(shè)置更加準(zhǔn)確的邊界條件，建立頂梁柱窩與底座柱窩的簡(jiǎn)化模型并將其分別與活柱、外缸進(jìn)行裝配，將裝配體導(dǎo)入ANSYS軟件中。首先進(jìn)行邊界條件的設(shè)置，將底座柱窩及頂梁柱窩設(shè)置為固定約束，外缸缸底、活柱柱頭與柱窩之間的接觸關(guān)系設(shè)置為“摩擦”，摩擦因數(shù)為0.2，中缸的邊界條件為缸底固定約束。將熔覆層與各級(jí)缸體之間的接觸關(guān)系設(shè)置為“綁定”?；w與熔覆層均采用四面體網(wǎng)格，單元尺寸設(shè)置為15 mm，并對(duì)缸體厚度方向以及熔覆層的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，保證缸體厚度方向上至少有三層單元。最后進(jìn)行載荷設(shè)置，在外缸、中缸內(nèi)壁分別加載70.49、134.11 MPa的壓力，在活柱底端加載134.11 MPa的壓力。各級(jí)缸體有限元模型如圖4所示。

圖4 各級(jí)缸體有限元模型

2.3 分析結(jié)果

根據(jù)上述設(shè)置對(duì)400 mm再制造雙伸縮立柱進(jìn)行有限元分析，得到外缸、中缸、活柱基體及其熔覆層的應(yīng)力結(jié)果分別如圖5—圖7所示。

圖5 外缸應(yīng)力云圖

圖6 中缸應(yīng)力云圖

圖7 活柱應(yīng)力云圖

由有限元結(jié)果得：在上述沖擊載荷下外缸、中缸、活柱最大應(yīng)力分別為503.07、603.03、594.88 MPa，均小于材料27SiMn鋼的屈服極限；中缸內(nèi)壁熔覆層應(yīng)力較大，最大應(yīng)力達(dá)到570.82 MPa，超過(guò)了材料的條件屈服強(qiáng)度()，其余部位熔覆層應(yīng)力均小于材料的屈服強(qiáng)度。

3 不同熔覆工藝參數(shù)對(duì)強(qiáng)度的影響分析

由上述結(jié)果可知，中缸體內(nèi)壁厚度為1 mm、材料為不銹鋼粉末的熔覆層局部應(yīng)力大于材料的屈服強(qiáng)度，存在開(kāi)裂、脫落的風(fēng)險(xiǎn)。為了得到合適的立柱激光熔覆再制造工藝參數(shù)，以雙伸縮立柱的中缸為對(duì)象，基于有限元方法研究熔覆層參數(shù)以及熔覆過(guò)程工藝參數(shù)對(duì)強(qiáng)度的影響。

3.1 熔覆層厚度

為研究熔覆層厚度對(duì)強(qiáng)度的影響，保證缸徑不變，建立熔覆層厚度為1.5、2 mm的再制造中缸三維模型，對(duì)其進(jìn)行有限元分析。沿中缸軸線(xiàn)方向(參看圖3)，提取不同位置處內(nèi)壁熔覆層應(yīng)力分布，結(jié)果如圖8所示。

圖8 不同厚度熔覆層內(nèi)壁應(yīng)力分布曲線(xiàn)

由于缸體和熔覆層為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)且載荷均勻分布，因此沿缸體方向上的應(yīng)力可以較好地反映熔覆層整體應(yīng)力分布結(jié)果。由圖8可知：中缸體內(nèi)壁熔覆層上應(yīng)力從底部到頂部逐漸增大后趨于平穩(wěn)，應(yīng)力隨熔覆層厚度增大而減小。

3.2 彈性模量

為研究材料彈性模量對(duì)熔覆層強(qiáng)度的影響，以熔覆層厚度為1 mm的中缸為對(duì)象，分別設(shè)置材料的彈性模量為1.1×10、1.5×10、1.9×10MPa進(jìn)行有限元分析。沿中缸軸線(xiàn)Z方向(參看圖3)，提取不同位置處內(nèi)壁熔覆層應(yīng)力分布，結(jié)果如圖9所示，由結(jié)果可得應(yīng)力隨彈性模量的減小而減小。

圖9 不同彈性模量熔覆層應(yīng)力分布曲線(xiàn)

3.3 激光功率

激光熔覆過(guò)程中極易形成殘余應(yīng)力，且殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力。而立柱在受到?jīng)_擊載荷時(shí)同樣產(chǎn)生拉應(yīng)力，熔覆過(guò)程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力將直接影響再制造立柱的強(qiáng)度。

建立單道熔覆層和立柱基體有限元模型，其中基體的尺寸為50 mm×50 mm×15 mm，熔覆層的厚度為1 mm。用高斯熱源模型來(lái)模擬實(shí)際熔覆過(guò)程中激光熱源的輸入，高斯熱源模型的表達(dá)式如下：

(8)

式中：為光斑內(nèi)任意點(diǎn)的熱流密度；為激光利用率；為激光功率；為激光光斑半徑；為任意點(diǎn)到熱源中心的距離。令熱源沿著鋪粉方向移動(dòng)，則的表達(dá)式為

(9)

式中:為熱源移動(dòng)速度。

由于熔覆材料和基體材料的導(dǎo)熱系數(shù)、密度和比熱容等熱物性參數(shù)隨溫度而變化，根據(jù)文獻(xiàn)[15]設(shè)置材料的熱物性。設(shè)置激光功率為1 600 W，激光掃描速率為10 mm/s，光斑直徑為5 mm，初始溫度為22 ℃?；贏NSYS瞬態(tài)熱分析模塊對(duì)不同激光功率熔覆過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，將得到的溫度場(chǎng)結(jié)果作為載荷對(duì)模型加載，進(jìn)行熱力耦合的應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算，殘余應(yīng)力結(jié)果如圖10所示。

圖10 殘余應(yīng)力分布圖

保持其他條件不變，改變激光功率進(jìn)行熱力耦合的應(yīng)力場(chǎng)分析。沿缸體截面厚度方向(參看圖3)，提取距熔覆層表面不同深度處的應(yīng)力分布，結(jié)果如圖11所示。

圖11 不同激光功率下Y方向應(yīng)力分布曲線(xiàn)

由圖10可知：激光熔覆過(guò)后基體和熔覆層均產(chǎn)生了殘余應(yīng)力，其中熔覆層表面的殘余應(yīng)力較大，功率為1 600 W時(shí)最大應(yīng)力達(dá)到314.3 MPa。由圖11可知：殘余應(yīng)力從熔覆層表面到基體底面總體呈現(xiàn)減小趨勢(shì)；并且隨著激光功率的減小，基體和熔覆層的殘余應(yīng)力均減小。

4 結(jié)論

推導(dǎo)了400 mm雙伸縮立柱受沖擊載荷時(shí)的等效剛度，計(jì)算了15 000 kg的重錘從2 m高度自由落體沖擊立柱時(shí)各級(jí)缸體最大液體壓力，基于有限元法對(duì)再制造立柱強(qiáng)度以及熔覆工藝參數(shù)對(duì)強(qiáng)度的影響進(jìn)行了分析，得到主要結(jié)論如下：

(1)在沖擊載荷作用下，400 mm再制造雙伸縮立柱最大應(yīng)力為603.03 MPa，出現(xiàn)在中缸內(nèi)壁。各級(jí)缸體應(yīng)力均小于基體材料27SiMn鋼的屈服極限835 MPa。激光熔覆層最大應(yīng)力為570.82 MPa，出現(xiàn)在中缸內(nèi)壁不銹鋼粉末熔覆層上，大于材料的條件屈服強(qiáng)度()551 MPa，容易產(chǎn)生裂紋，其余部位熔覆層的應(yīng)力均小于對(duì)應(yīng)材料的條件屈服極限。

(2)熔覆層應(yīng)力隨其厚度的增大而減小；應(yīng)力隨熔覆層彈性模量的增大而增大；熔覆過(guò)程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力隨激光功率的增大而增大。因此可以通過(guò)增大熔覆層厚度、使用彈性模量更小的材料進(jìn)行熔覆或減小熔覆過(guò)程激光功率來(lái)提高再制造立柱的強(qiáng)度。