一種U型零件載荷試驗工裝設計

劉嘯 李劍 江濤

(二重(德陽)重型裝備有限公司，四川 德陽 618000)

在設計工作中，設計人員面對的大部分都是改型設計，對成熟產品的外形尺寸進行修改，對局部的結構進行調整優(yōu)化，這時候主要做的事情是對改型后結構件和聯(lián)接件進行校核，對相關標準件重新選型匹配?？偟膩碚f改型設計目標明確，過程清晰，結果良好。但是如果遇到新產品設計，沒有現(xiàn)成產品結構借鑒參考，這時候就可以結合機械結構創(chuàng)新設計理論進行設計。

1 零件結構分析

在某生產項目中，有兩個U型零件需要設計專用的載荷試驗工裝，用來模擬U型零件實際受力工況對U型零件進行測試。經過分析，這種U型零件結構奇特，沒有類似的載荷試驗工裝，這就需要按照新產品的設計思路進行設計。

兩個U型零件外形和受力如圖1所示。U型零件兩個豎板上的銷孔用來穿銷軸，底部的圓形凹槽上的孔用螺栓聯(lián)接，圓形凹槽的兩條直線突出防轉。根據(jù)項目要求，需要對這兩個零件進行載荷試驗。載荷力Fy大小為4913 kN，作用于兩個豎板的銷孔上，圓形凹槽則嵌在相關件上，同時通過螺栓將U形零件與相關件聯(lián)接。分析得到，兩個U型零件在外觀和尺寸上除圓形凹槽外基本一致。如果將圖1左邊的U型零件沿軸線順時針旋轉90度后，其圓形凹槽和螺栓孔與右側U型零件基本一致，但是銷軸方向變成垂直。

圖1 U型零件外形和受力圖

2 試驗工裝方案設計

分析載荷試驗工裝設計，主要圍繞下面幾個部分展開，載荷力如何施加和測量，結構的強度和剛度是否滿足要求，結構輕量化，試驗過程的安全性(防止試驗過程中因U型零件自身損壞導致試驗現(xiàn)場發(fā)生事故)。

2.1 試驗工裝液壓系統(tǒng)設計

首先是載荷力的施加和測量。4913 kN的載荷力很大，而試驗工裝為一次性使用，所以要盡量節(jié)省成本，避免采用成本昂貴的結構，故考慮使用液壓千斤頂驅動。在試驗時整個試驗工裝除了千斤頂內的缸體和活塞桿的相對運動，其余部分沒有機構運動，因此千斤頂帶載運動行程主要是工裝在載荷作用下的綜合彈性變形，運動行程很小，因而采用手動液壓泵加壓。為了能獲得試驗數(shù)據(jù)以及控制輸出壓力，針對試驗過程安全控制的要求設計了一套專用的液壓系統(tǒng)[1]，千斤頂內置位移傳感器，千斤頂無桿腔端接壓力傳感器，千斤頂活塞桿位移和油壓實時顯示在液壓系統(tǒng)控制臺的顯示屏上。液壓系統(tǒng)原理圖見圖2，該液壓系統(tǒng)工作時通過手動泵加壓，增壓器自帶保壓功能，通過電磁換向閥實現(xiàn)試驗完成后的卸壓，通過單向節(jié)流閥減少卸壓時液壓油的流量，以防止對油箱的沖擊。

1—手動泵；2—壓力表；3—壓力傳感器；4—單向節(jié)流閥；5—增壓器；6—液壓千斤頂；7—壓力傳感器；8—電磁換向閥；9—電磁溢流閥；10—液壓油箱。

這里采用千斤頂數(shù)量為2，缸徑相同，油壓相同，因而頂升力F相同，F(xiàn)=Fy/2=2456.5 kN。千斤頂缸徑D為280 mm，油壓作用面積S=πD2/4=61575 mm2。根據(jù)壓強計算公式得到單個千斤頂產生2456.5 kN力需要的壓強為P=F/S=40 MPa。

考慮到在試驗過程中可能由于U型零件或試驗工裝的質量問題導致試驗失敗，采用分級加壓的方式，按8 MPa，16 MPa，24 MPa，32 MPa，40 MPa一級級加壓，每級加壓完畢保壓3 min后對工裝進行目視檢測，確定沒有問題后繼續(xù)加壓直至40 MPa。通過上面計算，千斤頂無桿腔油壓達到40 MPa，則作用在U型零件上的載荷約等于4913 kN(忽略千斤頂缸桿間摩擦損耗)。按規(guī)定完成保壓時間后就達到試驗要求。通過分級加壓并觀察的過程，確保如果在U型零件本身存在缺陷的情況下，能及時地停止試驗，防止意外發(fā)生。

2.2 試驗工裝結構設計

結構設計是將機構和構件具體化為某個零件或某個部件的形狀、尺寸、連接方式等過程，將原理方案設計具體化，以滿足產品的功能要求。結構設計具有多解性特征，滿足某一設計要求的機械結構并不唯一。與此對應的結構設計創(chuàng)新設計方法有很多，比如源于德國的變元法等[2]。雖然相關術語叫法不同，但是實質上都是對基本的結構方案基礎從多種角度出發(fā)做出種種變化，使方案更加合理可行。下面就結合張莉彥等[3]編著的《機械創(chuàng)新設計》中機械零部件結構創(chuàng)新設計理論對試驗工裝結構進行設計，其創(chuàng)新設計類型見圖3。

圖3 零部件結構設計與創(chuàng)新類型圖

首先，試驗工裝在力學試驗的過程中，整套工裝零部件之間沒有彈性變形之外的相對運動，因此按照“功能分解”的理論，試驗工裝結構的功能分為U型零件固定和U型零件加載兩個部分。由此設計了方案1，見圖4。該方案布局簡單，結構清晰。焊接框架用于固定U型零件，共兩套，每個U型件對應一套焊接框架。U型零件加載則通過安裝在焊接框架上的千斤頂推動千斤頂擋板，擋板通過銷軸推動U型零件。

1—焊接框架；2—千斤頂擋板；3—千斤頂。

經過有限元分析，發(fā)現(xiàn)該方案中焊接框架局部應力過大，位移變形也太大，為了增強焊接框架剛度，結合“功能移植”的理論，將重型機械中常見的箱型梁結構[4]移植到焊接框架底部，見圖5方案2。

1—焊接框架；2—千斤頂擋板；3—千斤頂。

然后對焊接框架進行有限元應力分析時發(fā)現(xiàn)，該結構設計雖然框架本身強度和剛度都滿足要求，但是焊接框架固定在基礎上的地腳螺栓需要的預緊力超過了地腳螺栓的許用極限，因此該結構還需要優(yōu)化。對前兩種方案綜合分析，能夠發(fā)現(xiàn)采用開放式框架時試驗力必定有一部分會傳到基礎，會對基礎產生破壞。按照“結構元素的變異與演化”的理論，將L型的框架變異成箱型框架，千斤頂?shù)耐屏鬟f就能封閉在框架內，不會對基礎產生破壞。同時在之前面對兩個U型零件安裝結構不同，需要兩套焊接框架。根據(jù)“功能組合”的理論，在焊接框架上分出一個能旋轉的盤形支架，該盤形支架能夠同時安裝兩種U型零件并通過旋轉90°達到使用要求。這樣在焊接框架和盤形支架的組合功能就達到了之前兩套焊接框架的功能，見圖6方案3。

最后，為了增加盤形支架剛度和強度但又不增加重量，按照“結構元素的變異與演化”的理論，將盤形支架懸于箱型框架外的部分由圓盤形變?yōu)閹л椛錉罱畎宓墓ぷ中螆A環(huán)。按照“方便制造和操作的結構設計創(chuàng)新”的原則，在箱型框架兩側加上吊耳方便吊裝，見圖7方案4。

1—千斤頂擋板；2—箱型框架；3—盤形支架；4—側擋板；5—千斤頂。

3 試驗工裝結構分析計算

3.1 試驗工裝結構分析

在方案4確定后，參照工裝有限元分析經驗對試驗工裝整體進行有限元力學分析[5]。由于側擋板起安全防護作用，且橫向剛度又小，而在理論計算時沒有制造安裝誤差，因此在分析模型中將其簡化去掉。千斤頂作用力為4913 kN，整套試驗工裝自重100 kN，自重對應力應變的影響只有千斤頂作用力的2%，在分析模型中將自重簡化掉。將千斤頂擋板和千斤頂作為一個整體分析，其受力除了自重，還有來自于U型零件相配銷軸的垂向力和箱型框架對千斤頂?shù)撞康拇瓜蛄?，因此將其簡化為作用于U型零件銷孔位置4913 kN豎直向上的作用力和作用于箱型框架上千斤頂接觸平面4913 kN豎直向下的作用力。盤形支架、U型零件和箱型框架間除了設置接觸單元對，它們之間的螺栓聯(lián)接也根據(jù)實際螺栓的剛度進行設置[6]。

3.2 試驗工裝有限元模型建立

根據(jù)前面的結構分析，建立試驗工裝有限元力學模型[7]，見圖8。

圖8 試驗工裝力學模型

3.3 試驗工裝有限元計算結果分析

本次試驗工裝材料選擇為Q355B，查標準屈服強度Rp0.2=345 MPa[8]。本次試驗工裝為一次性使用，安全系數(shù)取n=1.2，因此材料許用應力[σ]=Rp0.2/n=287.5 MPa[9]。

圖9為試驗工裝等效應力分布云圖。本次載荷試驗目的是測試U型零件是否有問題，應力分析應排除U型零件。去掉U型零件后試驗工裝最高的應力集中位于盤形支架內環(huán)狀分部的加強筋上，大小為σmax=234 MPa，其余位置大部分應力都在100 MPa以內。

圖9 試驗工裝應力分布云圖

由于σmax<[σ]，所以該結構滿足強度要求。

圖10為試驗工裝綜合位移云圖，位移變形放大系數(shù)為28倍。對比初始模型框架，可以看到箱型框架有上下拉長的趨勢，盤形支架與U型零件有逆時針翻轉的趨勢，這與實際情況一致。

圖10 試驗工裝綜合位移云圖

圖11為試驗工裝高度方向位移云圖，最大相對位移處于U型零件的兩個豎板的末端，但是U型零件與千斤頂擋板通過銷軸連接，可繞銷軸轉動，因此要按銷軸中心計算變形。

圖11 試驗工裝高度方向位移云圖

U型零件上銷軸中心高度方向位移約4.3 mm，箱型框架上千斤頂接觸位置高度方向位移約為-0.14 mm，去掉千斤頂和千斤頂擋板后的試驗工裝在高度方向綜合位移為s5=4.44 mm。

3.4 試驗工裝液壓泵選擇

由于試驗工裝受力時各構件間基本只有彈性變形產生相對位移，因此千斤頂帶載行程理論上也應該與千斤頂壓力是等比例關系，按照分級加壓原則得到載荷壓強位移的相對關系，見表1。

表1 載荷壓強位移表

載荷壓強位移表顯示了不同壓強下，每個千斤頂?shù)膸лd行程。在每個級別的加壓過程完成后，將帶載行程與試驗現(xiàn)場液壓系統(tǒng)顯示屏上顯示的兩個千斤頂帶載行程進行對比，如果兩者差距太大或者左右千斤頂行程差異過大，并結合現(xiàn)場目測來判斷試驗裝置和試驗件此時是否正常。如果正常繼續(xù)加壓，如果不正常需要卸壓檢查后重新試驗，確保了試驗現(xiàn)場的安全性。

加壓過程是分級加載，每級增加位移0.89 mm，計算滿壓40 MPa需要液壓油體積為：

V1=n×S×s5=546.8 ml

式中，n是千斤頂數(shù)量，S是千斤頂缸徑對應的面積。為了確保加壓不超過額定值太多，將施加壓強精度控制在1 MPa以內。由于千斤頂帶載行程理論上與千斤頂壓力是等比例關系，即P1/s1=P2/s2，推導出ΔP/Δs=P1/s1。

所以當ΔP=1 MPa時，Δs=ΔP×s1/P1=0.11 mm，對應液壓油體積增量ΔV=n×S×Δs=13.5 ml。

為了確保加壓精度，單次加壓液壓油體積不應超過13.5 ml，由于單次所需油量太小，電動泵流量大無法準確控制給油量，所以選用手動液壓泵。該泵高壓下單次打壓流量2.3 ml/次，低壓下單次打壓12.5 ml/次。

4 試驗工裝制造和使用

試驗工裝詳細設計完成后在車間制造并完成組裝，見圖12。

圖12 試驗工裝完成組裝

現(xiàn)場試驗時，根據(jù)液壓系統(tǒng)分級加壓要求逐步加壓，最終加載至40 MPa左右，此時千斤頂載荷共4913 kN，千斤頂帶載上升行程s0=5.05 mm(去除千斤頂無載荷上升行程)，見圖13。前面分析在4913 kN載荷力下，試驗工裝高度方向綜合位移s5=4.44 mm，在實際工作中還要加上連接部分的裝配間隙以及千斤頂自身和千斤頂擋板在載荷下的變形，這就與實際工況下s0=5.05 mm十分接近，誤差為12%。這也驗證了之前有限元力學建模和求解結果的正確性。

圖13 載荷試驗現(xiàn)場液壓系統(tǒng)顯示屏

最終U型零件載荷試驗成功完成，U型零件也通過載荷試驗后的表觀質量檢測和超聲檢測，項目順利完成。

5 結論

(1)針對試驗工裝試驗過程中安全控制要求，結合試驗工裝結構特點設計了一套手動泵專用的液壓系統(tǒng)，通過實時顯示測量所得的左右千斤頂有效行程和油壓來分析判斷載荷工裝的實時工況，通過分級加壓并觀察的流程保證整個試驗過程的安全性。

(2)運用機械結構設計與創(chuàng)新方法，從功能分解、功能組合、功能移植、結構元素的變異和演化等方面對試驗工裝進行了結構設計，并通過仿真分析確保試驗工裝結構的安全性。

(3)根據(jù)仿真得到40 MPa下4.44 mm位移推導出載荷壓強位移表，該表與液壓系統(tǒng)顯示屏顯示測量參數(shù)對比用來作為試驗過程中試驗件和試驗工裝是否正常的判斷依據(jù)，在試驗過程中實測位移與仿真位移的數(shù)值差異為12%說明了試驗過程正常和有限元建模正確性，同時也根據(jù)仿真位移推導出每次加壓允許的最大流量13.5 ml，據(jù)此選擇了單次加壓流量最接近的手動泵。

本次試驗工裝設計通過創(chuàng)新設計方法的運用和仿真分析的結合，獲得了較為滿意的設計產品，同時液壓系統(tǒng)的設計、仿真數(shù)據(jù)和分級加壓流程的有效結合也保障了試驗過程的安全性，為類似新產品設計提供參考。