工程机械用液压缸活塞杆的仿生轻量化设计

2023-08-28钟国坚杨元慧王红卫

液压与气动 2023年8期

钟国坚, 杨元慧, 王红卫

(1.闽西职业技术学院, 福建龙岩 364021; 2.龙岩学院, 福建龙岩 364000;3.郑州轻工业大学机电工程学院, 河南郑州 450002)

引言

随着现代社会的高速发展,能源短缺和环境污染问题日趋严重,世界各国都相继展开了一系列的节能减排工作,我国亦开展和实施了“十三五”规划、“中国制造2025”强国战略等。大型工程机械如挖掘机等作为国防军工,交通运输领域的重要装备,国内外诸多学者对其展开了节能减排的研究工作[1]。实现工程机械节能减排的主要手段包括:动力源的改进、输入与输出的匹配和控制、再制造技术以及轻量化技术[2-5]。其中,轻量化技术具有成本低、节能潜力大以及可有效提升整机的承载性能和续航性能等优点。因此,围绕工程机械的轻量化设计已成为相关领域的重点课题。SOLAZZI L等[6]以某中型挖掘机的动臂为研究对象,以铝和碳纤维复合材料来替代原本的钢材料,并且提出一种新型几何结构的动臂。结果发现,由于自重的下降,使得铲斗的负载能力提高,加快了作业效率;此外,还减小了液压油箱的容量和机器配重。JANG C等[7]为实现车辆车身框架的轻量化,着重于研究高强度钢皮与薄板塑料芯组成的混合结构,通过试验与仿真相结合的方法验证了该结构在大幅减轻了重量的同时,还能承受和轻量化设计前相同的载荷环境。宋学官等[8]针对传统仿真方法优化动臂效率低的问题,提出了一种以动臂上翼板、腹板和下翼板厚度等结构参数为轻量化设计变量,再由代理模型技术进行优化的方法。研究结果表明,该方法优化的挖掘机动臂结构在轻质的同时满足了强度要求。赵宏强等[9]就三油缸结构动臂的轻量化设计问题,提出了一种基于基于响应面法的变厚度设计方法。该方法借助试验设计方法生成特征点以构建响应面模型,此外还利用遗传算法进行全局优化,最终使得结构减重约14.7%。

通过上述分析可以发现,在工程机械的轻量化研究中,车身轻量化技术已十分成熟,减重潜力有限。而液压系统作为大型工程装备实现大功率驱动的主要途径,实现液压系统的轻量化既能提高装备的机动性能和承载能力,又可以实现节能减排[10]。但当前技术下的液压缸重量占比大,接近液压系统总质量的1/3～1/2,阻碍了整机性能的提升。因此,在碳达峰、碳中和的生态文明建设整体布局背景下,液压缸的轻量化具有突出意义[11]。本研究以某型挖掘机用液压缸中的活塞杆为研究对象,借鉴自然界中竹子的宏、微观结构,利用提取的竹子结构特征,形成应用于活塞杆轻量化设计中的仿生结构,并通过后续的仿真对比分析验证仿生结构的有效性。

1 活塞杆的传统轻量化设计方法

本研究所开发的轻量化液压缸活塞杆是根据工程机械领域的挖掘机所设计的。该液压缸主要用于移动挖掘机的铲斗,其主要参数为:缸筒内径为0.14 m,活塞杆直径为0.1 m,活塞杆长度为1.5 m,最大推力为455 kN,最大拉力为210 kN[12]。

活塞杆是液压缸对外做工的关键部件,需要承受极大的拉伸或压缩载荷,这些载荷包括重力、切削力、挤压力、摩檫力以及惯性力等。因此活塞杆需要保证足够的抗屈曲能力。对于传统液压缸,其活塞杆的主要设计方法如下:

(1)

式中,d—— 活塞杆的直径,m

F—— 液压缸的推力,N

[σ] —— 材料的许用应力,MPa

对于塑性材料,其许用应力为屈服应力与安全系数之比;对于脆性材料,其许用应力为极限应力与安全系数之比。一般,塑性材料的安全系数在1.5～2.0之间,脆性材料的安全系数在2.5～3.0之间[13]。

对于挖掘机等大型移动机械,其上的液压系统为单泵多执行器系统,其中执行器的数量一般都超过了6个,因此只要实现了单个液压执行器的轻量化,其在整机上的减重效果将扩大6倍。一般情况下,多采用空心活塞杆结构来实现大型移动机械液压执行器活塞杆的轻量化。其尺寸计算方法如下:

(2)

式中,d1—— 活塞杆空心的直径,m

通常情况下,制作液压缸活塞杆的材料都会选择成本相对较低的低合金钢,如S275 JR钢,其主要性能如表1所示。再把d为0.100 m,F为4.55×105N代入式(2)即可求得活塞杆的结构参数。为便于分析,这里仅考虑活塞杆所受轴向压缩载荷,忽略结构自重、摩檫力和惯性力等。安全系数取2,计算所得到的活塞杆空心部分的直径d1为0.071 m。由于活塞杆长度L=1.5 m>(10～15)d=1～1.5 m,因此需要考虑活塞杆的稳定性。

表1 活塞杆材料的主要力学性能

活塞杆的弯曲稳定性计算公式如下:

(3)

式中,Fk—— 活塞杆弯曲失稳临界压缩载荷,N

(4)

式中,E—— 活塞杆材料的弹性模量,MPa

J—— 活塞杆的截面惯性矩,m4

n—— 液压缸安装及导向系数,这里取2[14]

(5)

根据式(4)、式(5)可以得到空心活塞杆的弯曲失稳临界压缩载荷Fk约为8.432×105N。再由式(3)即可求得弯曲稳定性安全系数nk=Fk/F=1.853<2,安全系数过低。因此,需要增大活塞杆的截面惯性矩。若取nk为2,则Fk=Fnk=9.100×105N。在L不变的情况下,由式(4)可得截面惯性矩J=3.952×10-6m4。进而由式(5)可求得活塞杆空心部分的直径d1为0.066 m,为便于实际应用,对活塞杆空心部分的直径取整为0.065 m。因此,可以得到如图1所示的传统方法轻量化前后的活塞杆三维模型,模型中将活塞杆结构进行了适当简化以便于后续分析。其中,实心杆的体积为13.166×10-3m3,空心杆的体积为8.189×10-3m3[15]。

图1 试验装置活塞杆三维模型

2 活塞杆仿生轻量化设计方法

2.1 基于竹子宏观结构的轻量化设计

自然界中的竹子具有极为惊人的纵横比, 其在承受自重的同时还需要抵抗极端的风雪载荷。因此,竹子结构具有优越的力学性能。通过相似性分析发现:一,竹子和活塞杆在结构上均近似于圆柱管结构;二,在负载方面,两者均需承受一定的轴向载荷和倾斜载荷;三,在功能方面,两者均需抵抗外部载荷保证自身的结构稳定性。基于上述分析,我们选择自然界的竹子作为仿生原型[16]。如图2所示为竹子的宏观结构特征分析,图2a和图2b中为对竹子进行采样并取其纵截面进行观测的结果。从中可以发现,宏观上竹子从下至上壁厚呈不断减小的趋势,且轴向上分布有节状结构,因此推测其变壁厚结构特征和节状结构特征能够增强结构的力学性能。基于采样数据,设计出了如图2c所示的变壁厚带结仿生结构(Bionic Structure with Variable Wall Thickness and Knot,BSVTK)。根据前一节中液压缸活塞杆的尺寸参数,提出了一种基于竹子宏观结构的轻量化设计活塞杆,如图2d所示,即BSVTK结构活塞杆。该活塞杆结构中,L1,L2,L3为500 mm,D1为100 mm,D2为76 mm,D3为86 mm,T1为34 mm,T2为24 mm,T3为14 mm,t为5 mm,体积为6.334×10-3m3。相较于传统实心杆可减重约51.891%,相较于传统空心杆可减重约22.652%。

图2 竹子的宏观结构特征分析

2.2 基于竹子微观结构的轻量化设计

如图3a和图3b所示为对竹子的横截面进行采样并借助光学显微镜进行观测的微观结果。从中发现,竹子的横截面在微观尺度上呈多孔结构,且其维管束结构以特定形式在横截面上均布。图3c中为借助三维显微镜扫描竹子轴向截面得到的轮廓图,可以看到竹子在轴向截面上从外至内依次为1,2,3部分的三层壁结构以及4部分的中空结构。图3d为竹子维管束的局部放大视图,显而易见其中的维管束腔壁最外层接近六边形,中心区域有两个孔洞,孔洞与六边形之间通过弧形腔壁相连。基于上述分析,设计出了如图3e所示的多胞薄壁仿生结构(Multicellular Thin-walled Bionic Structure, MTBS)。根据前述分析中液压缸活塞杆的尺寸参数,我们提出了一种基于竹子微观结构的轻量化设计活塞杆如图3f所示,即MTBS结构活塞杆。该活塞杆结构中lm1为3 mm,tm1,tm2为0.1 mm,tm3为0.3 mm,dm1为2.2 mm,Dm1为55 mm,Dm2为69 mm,Dm3为84 mm,Dm4为100 mm,Tm1为1 mm,Tm2为1 mm,Tm3为1.5 mm,Tm4为2 mm,体积为3.691×10-3m3。因此,相较于传统实心杆可减重约71.966%,相较于传统空心杆可减重约54.927%。

图3 竹子的微观结构特征分析

3 有限元分析

3.1 有限元模型

借助ABAQUS有限元软件分别对传统实心杆、空心杆、BSVTK结构活塞杆以及MTBS结构活塞杆进行受压模拟。此外,为进一步改善活塞杆的力学性能,还引入了如图3g所示的BSVTK+MTBS叠加结构活塞杆,该结构活塞杆为将BSVTK结构叠加于三小段MTBS结构外侧。其中,从左至右三段MTBS结构的外径分别为D3,D2,D1-2T1;长度分别为L3-t,L2-t,L1。该结构活塞杆最外侧直径仍为100 mm,总长1500 mm,体积为7.671×10-3m3,相较于传统实心杆可减重约41.736%,相较于传统空心杆可减重约6.326%。在ABAQUS的准静态力学模型中将无杆端完全固定,有杆端只保留了轴向方向的平移自由度,并在其端部施加大小为455 kN的压力载荷。使用四面体网格(C3D10)对活塞杆结构进行网格划分,为验证仿真模型的网格无关性,以空心杆为例,做了七组分析,对比结构如表2所示。为便于比较,以最大等效应力和最大变形量为评估指标,以相邻两次仿真结果的比值为评价标准。通过网格无关性分析发现6 mm的网格具有较准确的计算结果和较佳的计算效率。最终建立的有限元模型如图4所示,其中实心杆、空心杆以及三种仿生结构活塞杆中的单元数分别为:128574,96630,204233,333264,438098。

图4 有限元模型

表2 分析结果对比

3.2 有限元模型的验证

为验证前述有限元模型的准确性,将空心管在轴向载荷下的有限元分析结果与文献[17]中的实验结果进行了比较分析[17]。

如图5所示为轴向载荷下空心管的载荷-轴向位移曲线,可以看出仿真结果与文献中的试验数据在前半段的吻合度较高,仅在后半段出现一些偏移。显然,本研究建立的有限元模型是准确有效的,可以借助其对仿生活塞杆结构进行分析。

图5 仿真与试验的对比结果

3.3 仿真结果分析

所得各结构活塞杆的应力分析结果如图6所示,其中图(1)部分为等轴测视图,图(2)部分为X平面视图切片及局部放大视图,图(3)部分为Z平面偏移90 mm视图切片(活塞长度为90 mm,此处为活塞与活塞杆连接处)。对图6a～图6e中的(1)部分进行分析,可以发现实心杆、空心杆以及三种仿生结构活塞杆的最大压应力分别为:40.6, 67.4, 99.7, 124.2, 76.5 MPa。而在前述分析中,已知S275 JR钢的许用应力为117.5 MPa。因此,除MTBS结构活塞杆外,其余结构活塞杆均满足应力强度的要求。从图6a～图6e的(2)部分中可以进一步观察到,各结构活塞杆在承受外部重压时,应力集中现象大部分都集中于活塞杆与活塞的连接处以及活塞杆固定端部处。其局部放大视图的结果表明,活塞杆上的应力集中现象主要由于活塞杆与活塞相连处的较大转折所导致的。再结合图6a～图6e的(3)部分可以发现,各结构活塞杆中,实心杆、空心杆的应力集中面积较大,另外三种仿生结构活塞杆的应力集中面积较小。此外,三种仿生结构的应力分布情况都不同于实心杆和空心杆。其中,BSVTK结构活塞杆通过不同厚度的薄壁和节特征的作用,使得应力集中于仿生节处,减轻了两端的应力集中现象。MTBS结构活塞杆的应力分布较均匀,些微应力集中主要存在于最外侧薄壁处。而BSVTK+MTBS叠加结构活塞杆因为兼具前两种仿生结构的优点,应力集中现象进一步缓解。

图6 活塞杆受压应力分析

如图7所示为活塞杆受压的变形分析结果,其中图(1)部分为等轴测视图,图(2)部分为X平面视图切片及局部放大视图。从图7a～图7e的(1)部分可以发现,各结构活塞杆的最大变形发生在与活塞杆相连端的端部。各结构活塞杆的最大变形量分别为:0.451, 0.737, 0.853, 1.107, 0.517 mm。相较于活塞杆1500的长度而言,这些变形量是十分微小的。再对图7a～图7e的(2)部分进行观察可知,实心杆最大变形的深度分布较均匀,空心杆最大变形的深度在左右部较深,在上下部稍浅。BSVTK结构活塞杆最大变形的深度分布与实心杆类似。MTBS结构活塞杆的深度分布从上向下稍稍增大,但其深浅变化幅度较小。BSVTK+MTBS叠加结构活塞杆最大变形的深度分布也与实心杆类似。此外,利用ABAQUS里的测量工具,我们测量了五种结构活塞杆端部最大变形层的深度分别为:70.663, 99.955, 156, 111.558, 210 mm。