冲击凿岩数学模型及活塞失效分析

D0I:10.13374/j.issn1001-053x.1995.0M.003 第17卷第4期 北京科技大学学报 Vol.17 No.4 195年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Ag.19% 冲击凿岩数学模型及活塞失效分析 刘永才程火金宋连天石志儒 北京科技大学设计研究院，北京100083 摘要应用应力波理论，建立了冲击凿岩的理论模型，并应用该模型对活塞的受力及失效形式进 行了分析，找出了活塞失效的真正原因，提出了活塞选材的判据. 关键词冲击凿岩，应力波，数学模型，失效分析，选材 中图分类号TD421.22 Mathematic Model for Percussive Rock Drilling and Its application to the Piston Failure Analysis Liu Yongci Cheng Huojin Song Liantian Shi Zhiru Iwstitute of Ewgiweeriwg Rsearch,USTB,Beijiwg 100083,PRC ABSTRACT A mathematic model for percussive rock drilling is established by using the theory of stress waves.The model is verified by experiments and used to analyse the stress on the piston and the causes of the piston failure.A criterion of piston mate- rial selecting is put forward. KEYWORDS percussive drilling,stress waves,mathematical model,failure analysis, material selection 液压凿岩机中某些易损件的使用寿命问题比较突出，其中最关键的是活塞的寿命·国外 同类机械的活塞寿命是国内的几倍甚至十几倍，但作为生产凿岩机的关键技术，不对我国转 让.国内在这方面的研究还很不够，原因在于活塞位于机体内部，其受力不便于直接测量· 作者试图通过建立数学模型，并用简单实验验证，从理论上模拟活塞的受力，了解其受力变 化历程，进而找出活塞失效的真正原因， 1建模的基础理论 1.1撞击面的非线性理论模型！ 根据赫兹方程： a=9π2/16·R2(K,+K2)(r1+r2)/r1r2 (1) 式中：x一远离接触面的两点由于撞击面局部变形而趋近的距离；R一撞击面的压力； r1、r2-两接触面的曲率半径；K,=(1-y)/πE;K2=(1-)/πE;YY2-两撞击体 1994-08-10收稿 第一作者男48岁副教授

第 17 卷 第4 期 北 京 科 技 大 学 学 报 1望巧 年 8 月 Jo u r n a l o f U r u v e IS ity o f S Q le n c e a nd Te ch n o fo gy Be ij in g V d . 17 N 心 . 4 A 嗯 . 1更巧 冲击凿岩数学模型 及活 塞失效分析 刘永才 程火金 宋连天 石 志儒 北 京科技大学设计研究 院 , 北京 1侧X阳3 摘要 应用应力波理论 , 建 立了 冲击凿岩 的理论模型 , 并应用该模型对活塞的受力及失效形式进 行了分析 , 找 出了 活塞失效 的真 正原 因 , 提 出了活塞 选材 的判据 . 关健 词 冲击凿岩 , 应力波 , 数 学模 型 , 失效分析 , 选材 中圈分 类号 T r 岭21 . 2 M a t he ma t i c M o del fo r eP r cl 招s i ve R o ck D r illing a nd I st AP P lica t i o n ot t he P is ot n F a il uer A刀a lys is L iu } ’o n 妇 C灿川夕 H “ oj in I钻 t i t u t e o f E 呢i暇ir 飞 R s e a r e h 肠 ” g L 故n 如 n , U S T B , B e i j i昭 hS i Z h i川 10() 0 8 3 , P R C A B S T R A C T A rna t h e ma t i e mo d e l fo r P e r e u s s i v e r o e k d r il il n g 1 5 es t a b li s h e d b y u s i n g t h e t h e o ry o f s t re s s w a v es . T h e mo d e l 1 5 v e r iif e d b y e x P e r im e n ts a n d u s e d t o a n a l y s e t h e s t r es s o n t h e P i s t o n a n d t h e ca u s es o f t h e P i s t o n fa il u r e . A e r it e r i o n o f P i s t o n ma t e - r i a l s e l e ct i n g 1 5 P u t fo r w a r d . K E Y WO R D S P e r e u s s i v e d r illi n g , s t esr s w a v es , arn t h e ma t i ca l m o d e l , af il u r e a n a l y s i s , Il la t e r i a l S e l e e t i o n 液压凿岩机 中某些 易损 件 的使用寿命问题 比较突 出 , 其中最关 键的是 活塞 的寿命 . 国外 同类机械 的 活塞寿命是 国 内的几 倍甚至 十几倍 , 但 作 为生 产凿 岩机 的关 键技 术 , 不 对我 国转 让 . 国 内在这方面 的研究 还 很不 够 , 原 因在 于活塞 位于 机体内部 , 其 受 力 不 便于 直 接测 量 . 作者 试 图通过建立数学模型 , 并 用 简单实验验证 , 从理 论上模 拟活塞 的受力 , 了解 其受力 变 化历 程 , 进而 找出 活塞失 效的真 正原 因 . 1 建模的基础理论 L l 撞击面的非线性理论模型 川 根据赫兹 方程 : : = 刁9 二 , / 1 6 · 及 , ( x l + x Z ) , ( r l + r Z ) / r , r Z ( l ) 式 中: “ 一 远 离 接 触 面 的 两 点 由 于 撞 击 面 局 部 变 形 而 趋 近 的 距 离 ; R 一 撞 击 面 的 压 力; r : 、 r : 一 两 接 触面 的 曲 率 半径 ; K , = ( 1 一 下子) / 二 凡 K Z = ( 1 一 下里) / 7r ;E 下l 、 九 一 两撞击 体 1望抖 一 佣一 10 收稿 第一作者 男 48 岁 副教授 DOI: 10. 13374 /j . issn1001 -053x. 1995. 04. 003

Vol.17 No.4 刘永才等：冲击凿岩数学模型及活塞失效分析 321. 材料的泊松比；E、E一两撞击体材料的弹性模量. 若h,=(16/9π2·T1r2/(K1+K2)2(r1+r2)B，并称其为撞击面的局部变形系数， 式(1)可改写为：R2=h1x. 活塞和钎尾撞击过程处理如下：用一个没有质量的非线性弹簧表示撞击面的局部变形特征， 因此得： R23=h,uH一a)式中：4H、4。一代表两撞击面的位移. 将其求导且令h=(32)h1,并与应力波基本方程一起构成求解撞击面入射应力波的基本方程组： R-113 (dR/dt)=h(VH -VB) R=PH +9H=PB +98 VH=阳+DH;%=g十哈 (2) PH =mH UH 9H =-m8 UH PB=mg Un;qa=-mB vs 用差分法求解得： R=(2p+2(m/mB)qIB+ZC2)/(1+ma/mB+Z/C) 式中：C=R。3;Z=mH/htt-时间步长. 1.2波的透射与反射 当波经由波阻m。变为m。的界面时， 从a物体看有： 从b物体看有： R.=P人十P反 R=Pa V.=D人+D反 V。=Va 由R,=Rb,V,=V,整理得： 9反=元P人1=(mb-m.)/(m。+m,)（反射率) P透=μp人μ=2m,/(m。+m.) (透射率) 1.3凿入边界条件 本文采用了图1所示的F-uw曲线来确 定边界条件2： F=(a:+a,)A+Fo (3) du/dt=a/E(o,-)+Vo 初始时，0。=0，而F。即为轴推力，上式可改 K 写为： ∫P+g+R 粗 出=8a-小=日0-9） (4) K 凿深“ 由凿深曲线得： F=k40=1,2,3) (5) 图1F-W曲线

v o L N b 7 1 . 4 刘 永才等:冲 击凿岩 数 学模 型及 活塞 失效 分析 . 3 2 1 · ; 材料 的泊松 比 l E 、 凡 一 两撞击体材 料 的弹性模量 . 若 h 、 = ( 6 1 / 二 9 , · r l r Z /( K , + K Z ) 2 ( r , + r Z ) ) ’ l , , 并 称其 为撞 击 面 的 局 部 变形 系 数 , 式 ( l ) 可改 写为 : R Z / , = h l “ . 活塞和钎尾撞击过程处理如下 : 用一个没有质量 的非线性 弹簧表示撞击面的 局部变形特征 , 因此得 : R ’ 3/ = h l (u , 一 “ 。 ) 式 中: u , 、 “ 。 一 代表 两撞击 面 的位移 · 将其求导且令 h = ( 3 2/ ) h , , 并 与应力波基本方程一起构成求解撞击面人射应力波的基本方程组 : R 一 ’ 3/ d( R d/ )t = h( 珠 一 凡 ) R = P H + q H = P a + q 。 咋 = v H + v 盗; K = v B + v a’ P H = m H v H ; q H = 一 m H v 盗 P : = m : v B ; q : = 一 m 。 v ` ( 2 ) 用 差 分法求 解得 : R l = ( Z P I H + 2 ( m H /二 B ) q I B + Z C 式 中 : C = 尺 孟` , ; Z = m H / h T ) /( l + m H /m 。 + Z / C ) : 一 时 间 步 长 . 1 . 2 波的透 射与 反 射 当波 经 由波 阻 m 。 变 为 m b 的 界 面 时 , 从 a 物 体 看 有 : 从 b 物 体 看 有 : R : = P ^ + P 反 R b = P 透 气 二 气 + ” 孟 玖 = 峪 由 R 。 二 R b , V 。 = V b 整理得 : q 反 = 又p 人 又= ( m b 一 m 。 ) / (m b + 。 : ) ( 反 射率 ) 夕 。 = 拜夕人 拜 = Z m b / ( m b + m 。 ) ( 透 射 率 ) 1 . 3 凿 入 边 界 条件 本文采 用了 图 1所 示 的 F 一 u 定 边 界 条件 2[] : F = 伍 ` + 。 r )A + 0F d u / d t = a /E 伍 `一 氏) + V0 初始 时 , v 。 = O , 而 0F 即 为轴 推力 , 写 为: 曲 线来 确 ( 3 ) 喝只细K 上 式 可改 { F = P + q + 0F d u d t _ a = 万 L矶 一 ar) 一 青 ( , 一 、 ) `4 , 由凿 深 曲线得 : F = 气 u 仃= l , 2 , 3 ) 卜 ’u尸 } ( 5 ) 图 I F 一 u 曲 线

·322. 北京科技大学学报 1995年No.4 求导得： dF/dt=K,·du/dt (6) 联立(4)、(6)式，并用差分法求解得： q(c)=[p(t)+(F(t-1)-p(t)-F。)W]/(1+W) (7) 1.4凿岩效率和凿岩速度 凿岩效率：n=WWa 式中，W=∫Fdu一K、Kz、K,曲线包围的面积；W一活塞的动能. 凿岩速度V=u/T=fu 式中，4-冲击1次的破碎深度；∫一冲击频率. 根据上述基础理论及数学模型，编制了计算程序，设计框图及程序见文献[3】.该程序的功能较 强，本文中主要用它来计算冲击过程中钎杆和活塞中各点的应力及其变化历程. 2应力波测试及结果分析 本实验采用TYYG-20型液 压凿岩机活塞与对应钎杆作了单 示波器 次冲击落锤实验，图2为测试原 超动态应变仪 波形存储器 AST-286 打印机 理框图.贴片位置分别在活塞中 稳压电源 位于离端面75mm处，钎杆中位 于离钎头1.4m处，钎杆总长为 1.8m. 岩石 图2测试原理框图 由于受试验台限制，活塞落 高只有1.8m,其冲击末速度v=5.94m/s,图3、图4就是在此速度下测得的，通过两图比 较可以看出活塞中的应力变化情况：活塞冲击纤杆时，首先产生一个很高峰值的压缩波 (+),然后经活塞后端的自由端反射，变成拉伸波（一）；拉伸波的应力幅值比压缩波 小.这主要是由于活塞通过撞击以应力波形式把能量传给了钎杆，再由钎杆传给岩石，一部分 能量被岩石吸收，另一部分能量被反射回钎杆；当反射能量传至撞击面时，变成拉伸波，使 200 纤杆中的测试结果 100 钎杆中的计算结果 60011200 180024003000 600 4200 -100 -200 t/us 图3钎杆中冲击力测试和计算结果比较

北 京 科 技 大 学 学 报 1男5 年 N 6 . 4 、尹、产.. 获U7 矛 J ` `、 、了、 求导 得 : d F/ d t = 凡 · d u / d t 联立 ( 4) 、 ( 6) 式 , 并 用 差分法求解得 : q (T ) = [P (T ) + ( F 行一 l ) 一 P (T ) 一 F 。 ) W ] /( l + 哟 1 .4 凿岩效率和凿岩速度 凿岩效率 : 粉 = 州叭 式 中 , W = IdF u一 场 、 凡 、 K 3 曲线包围的 面积; 环伙 一 活 塞 的动能 . 凿岩速度 V = “ / T = fu 式 中 , u 一 冲击 1 次的破碎 深度 ; f 一 冲击频 率 . 根据上述基础理论及数学模型 , 编制 了计算程序 , 设计框图及程序 见文献【3] . 该程序的功能较 强 , 本文中主要 用 它来 计算冲 击过 程 中钎 杆 和活塞 中各 点的应力 及其变化 历程 . 2 应力 波测试及结 果分析 本实验 采用 T Y Y G 一 20 型 液 压凿 岩机活 塞 与对应钎 杆作 了单 次冲击落锤实验 , 图 2 为 测试 原 理 框 图 . 贴片位置分 别 在活 塞中 位于 离端 面 75 r n n。 处 , 钎杆 中位 于离 钎头 1 . 4 m 处 , 钎杆总 长 为 1 . 8 们l[ . 由于受试验 台 限制 , 活 塞落 目超动态应变仪 打 印机 . 稳压电源 岩宕 高 只有 1 . 8 .m 其冲 击末 速 度 v = .5 94 m s/ , 图 3 、 图 4 就 是 在 此 速 度 下 测 得 的 . 通 过 两 图 比 较可 以 看 出活 塞 中 的应力 变 化 情况 : 活 塞 冲 击钎 杆 时 , 首 先 产 生 一 个 很高 峰 值 的 压 缩 波 ( + ) , 然 后 经 活 塞 后 端 的 自 由端 反 射 , 变 成 拉伸波 ( 一 ) ; 拉 伸波 的应 力 幅 值 比 压 缩 波 小 . 这 主要 是 由于活 塞 通过撞 击 以应力波形式把能量传给 了钎杆 , 再 由钎杆传给岩石 , 一部分 能量 被岩石 吸收 , 另 一部 分能量 被反射 回钎 杆 ; 当反射 能量 传至撞 击面 时 , 变 成拉 伸波 , 使 一 100 琳 。。 之芝叭 一 20 0 图 3 钎 杆中冲击力测试 和计 算结果 比较

Vol.17 No.4 刘永才等：冲击凿岩数学模型及活塞失效分析 323. 200 一一一活塞中的计算力 一··活塞中的测试力 100 盖 0 ·6029120so82460506014200 -100 s -200 图4活塞中测试力和计算力比较 活塞和钎杆脱离，此时，活塞中残存的能量很少，应力幅值较低，并且此能量在活塞中来回 传递，形成了如图4所示的后续波形反复交变的形态，这便是活塞中的应力特征， 作者在文献[3中编制了连续冲击的计算机程序，对凿岩机进行了测试。其测试结果表 明，连续冲击的波形并不产生叠加，因而对活塞受力而言，连续冲击时的受力状态基本上等 同于单次冲击，通过对连续冲击的实测及理论结果比较（实测值：冲击末速度v=9.12m/s, 最大冲击力F=232.8509kN;电算结果：冲击末速度D=9.12ms,最大冲击力 Fmx=223.0711kN,误差4.2%)以及图3、4的实测及理论结果比较，可以证明数学模型 基本正确，最大冲击力只要测取其冲击末速度，即可用电算求得， 3活塞受力和失效形式分析 TYYG-20型凿岩机的活塞材料为30 CrMoV,抗拉极限强度o。=1080Nmm2,冲击韧性 ak=88N·m/cm,质量为5.5kg,最小截面积为1214mm2,冲击末速度为9.12ms.由电算 得：最大压缩力Pmax=223.0711kN;最大拉伸力Pm=-95.08kN,取负值；最大压应 力oYmx=183.75Nmm2;最大拉应力Lmx=-78.32N/mm2. 利用文献[4]中的方法确定疲劳极限： 对于cb=800~1300Nmm2结构热处理钢，弯曲疲劳极限为：[o-1w=0.383o,+94(N/mm2) 由此得30 CrMoV的弯曲疲劳极限：[a-k=0.383×1080+94=507.64(Nmm2). 再根据载荷形式对疲劳度的影响，交变拉压时，载荷因子C=08;得： [o-1Ly =CL [o-1 l =406.112 N/mm 2 从上述计算结果中可以看出，oLm和oYm都小于疲劳极限强度[a-ly;按Miner 理论，它应属于无限寿命设计，而实际使用过程中，活塞使用了一段时间后经常会劈裂或断 裂，根据受力分析，这些破坏形式不应属于普通的疲劳破坏，而是属于低应力脆性断裂·引 起脆性断裂的原因很多，主要原因是应力集中和应力腐蚀，失效活塞分析结果证明活塞断裂 是属于氢致断裂，证明了上述观点， 4提高活塞寿命的途径 4.1选材 由于活塞破坏不属于普通疲劳破坏，所以选材很关键.根据文献[]：高强度钢对微小裂

Vb l . 17 N b . 4 刘永 才等: 冲击 凿岩 数学 模型及 活塞 失效 分 析 2 0 0 10 0 4 2 0() 一 10 () 0 之芝喝 一 20 0 图 4 活塞中测试力和计算力 比较 活塞和钎 杆脱 离 . 此 时 , 活塞 中残存 的 能量 很少 , 应 力幅 值较 低 , 并 且 此能量在 活塞 中来回 传递 , 形 成 了如 图 4 所示 的后 续 波形反 复交 变 的形 态 , 这便 是活 塞 中的应力 特征 . 作者 在文献 【3 ]中编制 了连续 冲击 的计算 机 程 序 , 对 凿 岩 机 进 行 了测 试 . 其测 试 结果表 明 , 连续 冲击 的波 形并 不产 生叠 加 , 因而 对活塞 受力 而言 , 连续冲 击 时的受 力状态 基本 上等 同于 单 次 冲 击 . 通 过 对 连 续 冲 击 的 实 测 及理 论结 果 比较 (实 测 值 : 冲 击 末 速 度 v 二 9 . 12 m / s, 最 大 冲 击 力 凡拟 = 2 32 . 8 5 0 9 k N ; 电 算 结 果 : 冲 击 末 速 度 。 = .9 12 m s/ , 最 大 冲 击 力 mF a 、 = 2 .3 07 1 1 k N , 误差 .4 2 % ) 以及 图 3 、 4 的实测 及理 论结 果 比较 , 可 以 证 明 数学 模 型 基本正确 , 最 大冲击 力 只要 测取 其 冲击末 速 度 , 即可 用 电算求 得 . 3 活塞 受 力和失 效形式分析 T Y Y G 一 20 型 凿 岩 机 的 活 塞 材 料 为 3 0C Mr o V , 抗拉 极 限强度 。 、 二 1 O80 N 加血早 , 冲击韧性 a , = 8 N · m /cm Z , 质量 为 .5 s gk , 最 小 截 面 积 为 1 Z 14 nr 早 , 冲 击 末 速 度 为 .9 12 m s/ . 由 电 算 得 : 最 大压 缩 力 vP ma 、 二 2 23 .0 71 1 k N ; 最大 拉 伸 力 尺~ = 一 95 .0 8 kN , 取 负 值 ; 最 大 压 应 力 a 、 ~ = 183 . 75 N / nmr Z ; 最大 拉 应力 a L ~ 二 一 78 . 32 N / unr 2 . 利用文 献 【4] 中 的方法 确 定疲 劳极 限 : 对于 a 。 二 80 0 一 130 o N / nI ’ 结构热处理钢 , 弯曲疲劳极限 为: 份 一 , ] w = 0 . 3 8 3 。 、 + 94 ( N n/ 功2 ) 由此得 3 0C rM o V 的弯曲疲 劳极 限 : [ a 一 , ] 、 = 0 . 3 8 3 x 1 0 80 + 9 4 = 50 7 . 64 (N / un Z ) . 再 根 据 载 荷 形 式 对 疲 劳 度 的 影 响 , 交 变 拉 压 时 , 载 荷 因 子 C L = .0 8 ; 得 : a[ 一 L ]。 = q [ 。 一 1 ] w = 4 o 6 . l l Z N / nI ’ 从 上 述 计算 结 果 中 可 以 看 出 , 。 L ~ 和 a y ~ 都 小 于 疲 劳 极 限 强 度 ! 。 一 l b ; 按 M ~ 理论 , 它应属于 无 限 寿命设计 , 而 实 际使用 过程 中 , 活塞 使用 了一段 时 间后经常 会劈裂 或断 裂 . 根据受 力分 析 , 这 些破 坏 形式 不应 属于 普通 的疲 劳破 坏 , 而是 属于 低 应力脆性 断裂 . 引 起脆 性断 裂 的原 因很多 , 主要原 因 是应 力集 中和 应力 腐蚀 , 失 效 活塞分 析 结果证 明活塞 断裂 是 属于氢 致断裂 , 证 明 了上述 观 点 . 4 提高活塞 寿命的途径 .4 1 选材 由于 活塞破 坏不 属 于普 通疲 劳破 坏 , 所 以 选 材很 关键 . 根 据文 献【5] : 高强 度钢 对微小 裂

·324 北京科技大学学报 1995年No.4 纹特别敏感，并且与钢中的氢量有很密切的关系；钢中存在残留应力和微观及宏观应力集中 时，也容易发生脆性断裂，所以尽量不要选用σ。过高的材料作活塞， 活塞所受的最大应力cm一般不超过200Nmm,以此为拉压疲劳极限o-】Ly;除 以加载因子C=(0.8)得[o-k=250Nmm2,考虑一定的安全系数，取C=1.5,则 [o-1=250×1.5=375N/mm2.由此得： 06=([a-1]W-94)/0.383=733.7N/mm2 所以c。≥800Nmm2即可满足活塞的受力要求，因此重点应放在提高其抗冲击能力.抗 冲击能力应满足两个性能指标：一是冲击韧性，另一个是延伸率.对部分国内外凿岩机冲击 活塞的材料性能进行了统计，得出冲击活塞的选材原则：ob≥800Nmm2,ak≥80 N·mmm2,δ，≤12，必须三者同时满足. 4.2热处理工艺 因为σ。不是选材时主要考虑的问题，因此热处理工艺的重点应放在提高抗冲击能力， 耐腐蚀性和耐磨性上.如4 OCrNiMo(中50mm),在900℃正火，850℃加热、油淬.其回火温 度不同对性能的影响很大.其值为： 500℃回火时，ob=1195N/mm2,ak=68N·m/mm2; 575℃回火时，o=1010N/mm2,ak=137N·m/mm2; 650℃回火时，o,=890Nhmm2,ak=176N·mmm2. 由于o。只要求高于800N/mm2,所以650℃回火即可满足受力要求，而a,值却可提高 2.5倍以上，提高了活塞的抗冲击能力， 根据上述分析，我们推荐采用淬透性好的中碳低合金调质钢作为冲击活塞，的材料，如 4 OCrNiMoA.这是因为，活塞冲击时，整个断面上受力基本相同，如果淬透性不好，中心 部易出现游离铁素体，使σ，口。大大降低（即抗蠕变性降低），工作时容易产生塑性变型而 失效，即所谓的“打堆”，另外，由于调质钢可以采用较高的回火温度，可以明显地提高冲 击韧性，还可以消除残留应力， 6结束语 冲击活塞的失效形式属低应力脆性断裂，主要原因是应力集中和应力腐蚀；提高寿命的 方法是降低活塞硬度，提高冲击韧性及抗应力腐蚀性能· 参考文献 1徐小荷.冲击凿岩的理论与电算方法，沈阳：东北工学院出版社，1986.85~124 2 Lundberg B.Microcomputer Simulation of Percussive Drilling Int.J Rock Mech Min Sci,1985,22:213~222 3程火金·应力波理论在液压凿岩机设计中的应用：[硕士学位论文】·北京：北京科技大学，1988 4那明等，结构抗疲劳设计，北京：机械工业出版社，1987.26~32 5吴轮中.机械构件的热处理设计.上海：上海科学技术文献出版社，1987.26~54

· 324 · 北 京 科 技 大 学 学 报 1男 5年 N 以 4 纹特别 敏感 , 并 且 与钢 中的氢量有很 密 切的 关系 ; 钢 中存 在残 留应 力和微 观及 宏观应 力集 中 时 , 也容易 发生 脆性 断裂 , 所以 尽 量不要 选 用 。 b 过高 的材 料作 活塞 . 活 塞所 受 的最 大 应 力 6 ~ 一 般 不 超 过 Zo N / m Z , 以 此 为拉 压 疲 劳 极 限 份 一 , IYL ; 除 以 加 载 因 子 q = (0 .8) 得 a[ 一 : ] , = 2 50 N /浏2rn , 考 虑 一 定 的 安 全 系 数 , 取 CL 二 1 . 5 , 则 卜 一 l 」,w = 2 50 x 1 . 5 = 3 7 5 N加叨 2 . 由此 得 : 。 b = (【 a 一 , 】苗 一 9 4 ) / 0 . 3 8 3 = 7 3 3 . 7 N /m Z 所以 。 b ) s o N r/ un 辛 即可满 足 活塞的受 力要求 , 因此 重 点应放在提 高 其抗 冲 击 能 力 . 抗 冲击能力应满足 两 个性 能指 标 : 一 是冲击韧 性 , 另 一个是延 伸率 . 对部分国 内外 凿岩机 冲击 活 塞 的材料 性 能 进 行 了 统 计 , 得 出 冲 击 活 塞 的 选 材 原 则 : 。 、 ) s o N rI/ 皿辛 , a 、 ) 80 N · 拟俪m Z , 占5 簇 12 , 必须三 者 同时满足 . .4 2 热处理工 艺 因为 。 b 不 是 选材 时 主要考 虑 的 问题 , 因此 热 处理工 艺 的重点 应放 在提 高抗 冲击 能 力 、 耐 腐蚀性 和耐 磨性上 · 如 40C r N 迎吐。 (势5伽m m ) , 在 9 0 ℃ 正火 , 8 50 ℃ 加 热 、 油淬 · 其 回火温 度 不 同对性 能 的 影 响很大 . 其值为 : 5 0 ℃ 回火时 , a 、 = 1 19 5 N /m m , , a k = 6 8 N · 坷~ 2 ; 5 7 5 oC 回火 时 , 。 b = 1 o l O N m/ 耐 , a k = 13 7 N · m /m 早; 6 5 0 oC 回火 时 , 。 b = 8 9O N m/ m2 , a , = 17 6 N · m加mL 2 . 由于 。 b 只要 求高 于 s o N / rnYU ’ , 所 以 6 50 ℃ 回 火 即可 满 足受力要 求 , 而 a 、 值却可提高 .2 5 倍 以 上 , 提 高了活塞 的抗冲击能力 . 根 据上 述分析 , 我 们 推荐 采用 淬透性 好的 中碳低 合 金 调 质 钢作 为冲击 活塞 , 的材料 , 如 礴《X : r N 迎吐o A . 这 是 因为 , 活塞冲 击时 , 整 个 断 面 上 受 力 基 本 相 同 , 如 果淬 透 性 不 好 , 中心 部易 出现 游离铁素体 , 使 。 s 加 b 大 大降低 (即抗蠕 变性降低 ) , 工 作 时 容 易 产生 塑 性 变 型 而 失效 , 即所谓 的 “ 打堆 ” . 另外 , 由于调 质钢 可 以 采 用较 高 的回 火 温度 , 可 以 明 显 地 提 高 冲 击韧 性 , 还 可 以 消除残留应 力 . 6 结束语 冲 击活塞的 失效形式 属低 应力 脆性 断裂 , 主要 原 因是应 力集 中 和应力腐 蚀 ; 提 高寿命 的 方法 是 降低活塞硬度 , 提高 冲击 韧性 及 抗应 力腐 蚀性 能 . 参 考 文 献 1 徐小荷 . 冲击凿岩 的理论与 电算方法 . 沈 阳: 东北工学 院出版社 , 198 6 . 85 一 124 2 L ul ld be 昭 B . M 】Q 氏兀幻 m P u et r S lnj d场iot n o f R沈任洛 i ve D成吨 ntI . J R oc k M eC l l M in 陌 , 1985 , 22 : 2 13一 刀 2 3 程火金 . 应力波理 论在液压凿岩机设计 中的应用 : ! 硕士学位论 文 ] . 北京 : 北京科技大学 , 19 8 4 哪 明等 . 结 构抗疲 劳设计 . 北京 : 机械工 业 出版社 , 198 7 . 26 ~ 32 5 吴轮 中 . 机械 构件 的热处理设计 . 上海 : 上海科学技术文献 出版社 , 1987 . 26 一 义