0 引言

液动冲击器是一种通过将流体压力能转化成冲锤动能，从而实现高效碎岩的一种孔底动力器械^[1]。目前，世界各地研制出的液动冲击器种类已达数十种，其中常见的包括阀式正作用冲击器、阀式反作用冲击器、阀式双作用冲击器、射吸式冲击器、射流式冲击器等。阀式正作用和反作用冲击器由于存在极易疲劳损坏的弹簧，使用寿命较短。阀式双作用冲击器及射吸式冲击器在结构设计上大幅减少甚至完全取消了弹簧零件，使得冲击器寿命有所提高，但阀本身仍作为易损件，且存在着堵塞流体通路，造成冲击器不工作甚至憋坏泵零件的风险^[2]。为此，射流式冲击器取消了弹簧和阀的设计，有效避免了上述问题，并取得了良好的试验效果^[3]。但常规射流式液动冲击器仍存在冲击功不足的问题，工作性能有待进一步提高。

新研制的SC-86H型高能射流式液动冲击器通过提高泵送流量、增大活塞的行程和提高冲锤的质量等参数的调整，大幅提高了冲击功，冲击末速度与风动潜孔锤相当^[4-5]。当活塞杆回程时，高压流体进入低压腔推动活塞加速回程，最终活塞杆通过与缸体端部高速撞击强制停止运动，在高频的交变载荷下不断进行这种激烈的撞击。活塞杆尾部是直接撞击缸体端部的位置，冲锤的冲击造成活塞杆尾部应力集中产生塑性变形^[6](图 1)，最终导致活塞行程改变，且活塞杆内存在径向应力缩短活塞使用寿命等问题。因此，对活塞杆回程中的应力进行分析，对于活塞杆整体运行的稳定性至关重要。

本文采用ANSYS-LSDYNA有限元分析软件深入分析活塞杆(图 2)上端直径和下端直径比值组合对活塞杆结构受力的影响，以及活塞杆尾部圆弧面直径大小对活塞杆结构受力的影响，以期为活塞杆整体优化设计提供依据。

1 活塞杆优化设计

活塞杆高速回程终了，通过撞击缸体端部实现强制制动。撞击时受力情况为：1)冲锤由于惯性作用产生冲击应力，其以应力波的形式通过活塞杆体传至活塞杆尾部圆弧面位置^[7]；2)冲击应力的反作用力，其直接作用在尾部圆弧面上^[8]。因此，杆体的结构尺寸组合及尾部圆弧面直径对应力波的传播影响很大。通过数值模拟分析对活塞杆结构尺寸进行优化改进，模拟步骤分为两步：1)当圆弧直径一定时，设计不同的圆弧面直径和上下端直径尺寸组合的活塞杆(表 1)。2)经过数值模拟分析，得出在圆弧直径一定的情况下最优的活塞杆组合;在此组合下进行圆弧直径的优化改进试验，设计圆弧直径分别为55、60、65 mm，通过数值模拟分析得出最优圆弧直径，进而优化出最优活塞结构尺寸。

2 模拟分析

由于活塞杆撞击缸体是一种高频高速的冲击荷载反复作用，导致活塞杆体内应力分布情况极其复杂，通过试验很难分析内部应力的分布情况。随着数值模拟技术的日趋成熟，通过数值模拟技术能够详细分析活塞杆体内的应力分布情况。这对于减小活塞杆体内应力集中和提高活塞杆的工作性能及其寿命至关重要。因此，本文采用ANSYS/LS-DYNA非线性有限元分析软件数值模拟方法，以准确地计算出撞击过程中各部位应力的分布情况^[9]。

采用非线性动力分析仿真软件LS-DYNA对活塞杆体进行应力分析，步骤为：首先，通过三维建模软件Solidworks对活塞杆体和冲锤及缸体端部的几何模型进行建模；其次，通过Hypermesh网格划分软件对所建几何模型进行局部结构化网格划分和网格的细化；最后，利用ANSYS/LS-DYNA非线性动力学仿真软件的计算模块和lsprepost后处理软件来获取活塞杆体的应力分布结果和相关的数据结果^[10]。

2.1 数值模型建立

本文采用Solidworks建立几何模型。在保证计算精度的前提下，对缸体端部和活塞杆的模型进行了局部简化，减少了单元数目和求解时间。利用Hypermesh对简化后的几何模型进行网格划分：对模型中规则部分的几何模型通过切分几何模型的方法单独分割进行六面体结构化网格划分；对模型中不规则部分进行自适应四面体网格划分技术处理^[11]。其中，关键的位置进行网格局部加密处理。通过以上技术处理获得的网格模型如图 3所示。

2.2 边界条件设定

根据SC-86H型高能射流式冲击器的试验参数，设置边界条件：将缸体端部底端定义为完全约束，由于流体对冲锤及活塞杆回程影响很小，因此不考虑流体的阻力影响^[12]；通过理论计算，冲锤回程以最大末速度为4 m/s冲击缸体端部，因此模拟中将此冲锤及活塞杆的冲击初速度设置为4 m/s；冲锤及活塞杆体的质量为4 kg，活塞杆体与缸体端部之间的冲击距离为0.2 mm，数值模拟求解时间为0.001 s。

3 结果与讨论

高能射流式冲击器提高冲击功的同时，冲锤及活塞杆的回程冲击末速度也随之增加，其中冲锤的惯性应力以波的形式通过活塞杆体传至活塞杆体的受力位置，并在此形成大的应力反射波^[13]，图 4为活塞杆及冲锤冲击缸体端部时活塞杆体上的应力分布图。

3.1 活塞杆上下端直径比值对活塞杆体应力分布的影响

活塞杆体上下端的直径组合对应力波的传播影响很大，进而影响活塞杆体内的应力分布情况^[14]，因此，对活塞的工作性能和使用寿命至关重要。图 5为活塞杆上下端直径比值不同的情况下应力随时间变化曲线。

由图 5可知，当活塞杆连带冲锤以4 m/s的冲击速度撞击缸体端部时：比值为9/8时的瞬时最大应力为1 524.3 MPa，而与之相比，17/16模拟组的最大瞬时应力为1 419.6 MPa，最大应力有所下降；但当活塞杆上下端直径比值为1时，活塞杆体内的瞬时最大应力值成倍增加，达到3 081.6 MPa，并且这种变化在比值为16/17和8/9时仍保持增加趋势。可见活塞杆体上下端直径比对活塞杆体内应力大小的影响较为显著，表现为先增大后减小再增大的波动规律，且在比值为17/16时瞬时应力值最小，即取得最优值(图 6)。因此，活塞杆上下端直径比值在大于1的范围内较为合理；当小于或等于1时，活塞杆体内的应力变化剧烈，存在比较大的应力集中值，在高频的交变载荷下极易产生塑性变形,影响活塞杆体整体结构受力稳定性^[15]。

如图 7所示，活塞杆体内的瞬时最大应力产生于不同直径活塞杆圆弧端面处。当直径比分别为1、16/17和8/9时，均产生极大的应力集中值，并且最大的应力单元均产生于外径处；当直径比为17/16、9/8时，应力分布较为均匀，且最大的应力集中单元多为尾部中心部位。由此可知，当直径比小于1时，尾部圆弧端面应力分布较为复杂，且应力集中区域分布在四周；直径比大于1时，尾部圆弧端面的应力分布较为均匀，且中心有应力集中值，可有效将大的应力集中值均匀分布，具有较好的整体结构稳定性^[16]。

在圆弧端面处圆弧直径一定的情况下，不同直径尺寸组合对活塞杆体内应力波的传播影响很大，而圆弧端面处是直接受力部位，其结构尺寸对应力的分布影响至关重要。因此，在直径比值最优的情况下对圆弧面的圆弧直径进行数值模拟分析意义重大。

3.2 活塞杆尾部圆弧端面圆弧直径对活塞杆体内应力分布的影响

活塞尾部结构是一种圆弧形网壳结构，根据结构动力学可知，这种结构在法向受撞击，在极短的时间内网壳面内法向的质点均会受到影响，即可以忽略杆体内应力波的传播，重点分析活塞杆体的应力、应变的动态响应^[17]。但需要特别关注网壳面内各方向受冲击产生的局部扰动对整体结构的影响；因为活塞杆上下端直径优化的前提下，圆弧面的尺寸优化对活塞杆体的整体结构性能也很重要。因此，在上下端直径优化比值为17/16时，除圆弧直径60 mm外,又分别建立了圆弧直径为55、65 mm两个模型进行数值模拟分析并进行比较，结果如图 8所示。

由图 8可知，活塞杆尾部圆弧直径对活塞杆体内应力值大小的影响非常明显，特别是在圆弧直径为65 mm时，瞬时应力值陡增至3 339.2 MPa，已经超过了材料的屈服极限数倍，不符合结构件安全使用要求。

圆弧面直径对活塞杆内应力变化影响如图 9所示，随着弧面直径增加，杆体内最大瞬时应力呈现先减小后增大的趋势。圆弧直径为60 mm的活塞杆体内瞬时应力值为 1 419.6 MPa，远远小于65 mm时瞬时应力值，应力集中值的大小对活塞杆体产生塑性变形影响巨大。因此，在活塞杆上下端直径比值一定的情况下，尾部圆弧直径为60mm不仅满足结构件使用性能要求，还可提高杆体的使用寿命。

3.3 工程应用及效果

之前使用的上下端直径比值为16/17，圆弧端直径为60 mm的活塞杆，在试验过程中经常出现尾部严重变形问题。经过优化分析，最终确定活塞杆结构尺寸：上、下端直径分别是17、16 mm，活塞杆尾部圆弧直径为60 mm。加工出的实物如图 10所示。

为对其性能进行试验测试，选取的配套试验设备包括：高压泥浆泵(压力18 MPa，流量250 L/min)，SC-86H型高能射流式冲击器及耐高压管路。在流量220 L/min、压力15 MPa下累积试验时间1 h后新设计活塞杆尾部情况如图 11所示。

试验证明，改进后的活塞杆在高压高能的条件下应用，未出现尾部严重变形的现象，大大提高了活塞杆的使用寿命和耐久性。

4 结论

1) 高速撞击下，活塞杆内部应力大小与活塞杆体上下端直径及圆弧端的圆弧直径密切相关。随着活塞杆上下端直径比增加，杆体内瞬时最大应力表现为先增大后减小再增大波动规律；而随着圆弧直径的增加，瞬时最大应力表现为先减小后增大的趋势。

2) 活塞杆体上下端直径与圆弧端的圆弧直径的组合存在最优值，当活塞杆上下端直径比为17/16、尾部圆弧直径60 mm时，撞击部位应力集中最小，与优化前相比最大瞬时应力可降低58%，活塞杆体整体受力效果最好。

3) 试验结果表明，改进后的活塞杆使用寿命和耐久性明显提高，数值模拟规律与试验结果取得了较好的一致性。