何源福，夏毅敏，趙先瓊，喬 碩，寧 波

(中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，湖南 長沙 410083)

隨著采煤裝備的不斷發(fā)展，開采的地層越來越復(fù)雜，開采速度越來越快，對鎬型截齒的質(zhì)量提出了更高的要求。硬質(zhì)合金頭脫落作為鎬型截齒一種常見的失效形式[1]，會(huì)大大降低鎬型截齒的壽命，增加煤礦開挖成本，降低施工效率。在截齒工作過程中，釬焊接頭處的工作溫度、破巖載荷以及釬焊殘余應(yīng)力等因素均會(huì)導(dǎo)致硬質(zhì)合金頭的松動(dòng)，直至脫落。截齒合金頭脫落的主要原因是焊縫質(zhì)量差、強(qiáng)度低，釬料層厚度的合理選擇能有效增強(qiáng)截齒的釬焊強(qiáng)度[2]。根據(jù)不同的施工地層，鎬型截齒可分為兩種，不加耐磨層的普通截齒與加耐磨層的耐磨截齒。耐磨層在增強(qiáng)截齒耐磨性的同時(shí)，對其釬焊接頭處的連接性能也有一定的影響，有必要對兩種截齒的釬焊接頭分別進(jìn)行釬焊性能分析與最優(yōu)釬料層厚度的選擇。

近年來，國內(nèi)外大量學(xué)者對截齒展開了研究。王立平等[3-4]基于Evans截割模型，通過理論推導(dǎo)的方式，提出了鎬齒截割力的修正模型。BAKAR M Z A[5],JEONG H Y等[6]通過實(shí)驗(yàn)的方式，研究了如截線間距、截割深度、巖石飽和度等參數(shù)對截齒截割力及比能耗的影響。張倩倩等[7]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法,研究了鎬型截齒的耐磨性能及其磨損特征對截割力的影響。現(xiàn)有的對于截齒的研究主要集中在其截割力與磨損方面[8-12]，解決的是關(guān)于截齒截割性能與截齒磨損方面的問題，缺乏有關(guān)鎬型截齒合金頭脫落失效的研究。探究鎬型截齒的合金頭脫落現(xiàn)象，需要研究截齒工作過程中釬焊接頭處的應(yīng)力分布情況。目前國內(nèi)外對于焊縫應(yīng)力方面的研究，主要體現(xiàn)在簡單模型的焊接殘余應(yīng)力分布規(guī)律上[13-15]。但是，鎬型截齒硬質(zhì)合金頭脫落現(xiàn)象均出現(xiàn)在其工作過程中，僅研究殘余應(yīng)力，無法體現(xiàn)破巖載荷與工作溫度對硬質(zhì)合金頭脫落的影響。而且考慮到鎬型截齒刀體結(jié)構(gòu)、釬料成分及焊接工藝的特殊性，已有研究并不能很好地解釋鎬型截齒硬質(zhì)合金頭脫落的現(xiàn)象。

本文基于ANSYS軟件，以u85截齒為例，分別針對普通截齒與耐磨截齒，建立有限元模型，設(shè)置其材料熱物性參數(shù)隨溫度而變化，仿真得到兩種鎬型截齒釬焊接頭的殘余應(yīng)力場。將鎬型截齒的工作溫度與破巖載荷加載到釬焊接頭殘余應(yīng)力場上，求解得到鎬型截齒釬焊接頭的工作應(yīng)力分布規(guī)律。分析研究堆焊耐磨層對鎬型截齒工作過程接頭應(yīng)力的影響，并提出兩種鎬型截齒釬料層厚度的優(yōu)化決策方法。

1 數(shù)值模型的建立

1.1 截齒釬焊的熱傳導(dǎo)模型

截齒釬焊冷卻過程中，產(chǎn)生的應(yīng)變包含了彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變以及熱應(yīng)變[16]。其中，熱應(yīng)變是截齒高溫冷卻時(shí)產(chǎn)生的收縮以及彈性模量和線膨脹系數(shù)隨溫度變化而引起的。其表達(dá)式可以寫成:

(1)

式中，εT為截齒熱應(yīng)變;α為截齒的熱膨脹系數(shù);T0為截齒的釬焊溫度;De為彈性模量矩陣;σ為截齒彈性應(yīng)力;T為瞬時(shí)溫度。

截齒釬焊過程主要通過熱對流、熱傳導(dǎo)和熱輻射等方式進(jìn)行熱能傳遞，熱對流主要發(fā)生在截齒外表面與空氣之間。截齒的焊后冷卻過程是一個(gè)非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過程，導(dǎo)熱方程可表示為

(2)

式中，λ為截齒的導(dǎo)熱系數(shù);Cp為定壓比熱容;ρ為密度;x,y,z為系統(tǒng)內(nèi)每個(gè)位置的坐標(biāo);Q為熱量。

截齒釬焊之后的冷卻過程中存在潛熱的釋放問題，采用熱焓法處理，熱焓H的表達(dá)式可以寫成

(3)

式中，H0為釬焊溫度T0時(shí)釬料的比焓;C為等壓熱容;fs為釬料熔化狀態(tài)下固體的含量;Lf為熔融釬料的比熱系數(shù)。

1.2 仿真模型的建立

鎬型截齒是由42CrMo刀體、HSCuZnNi銅基釬料及YG15硬質(zhì)合金頭組成，為了增強(qiáng)截齒的耐磨性，部分鎬型截齒在刀體前端堆焊了Fe-Cr-Nb-C系耐磨層，如圖1所示。硬質(zhì)合金頭直徑為11.85 mm，底部定心錐面的錐角為55°，合金頭側(cè)面上下兩處圓角分別為1 mm與2 mm。截齒前端的耐磨堆焊層厚度最大，達(dá)到1.75 mm，最薄位置厚度為0.5 mm。在釬焊過程中，由于銅釬料的溢出，會(huì)在硬質(zhì)合金頭與刀體表面覆蓋一層很薄的銅釬料?？紤]到表面釬料對工作應(yīng)力的影響，建立鎬型截齒仿真模型時(shí)采用自由邊界釬料形狀。

圖1 截齒釬焊連接示意Fig.1 Schematic diagram of brazing connection of pick

鎬型截齒齒柄部分結(jié)構(gòu)對焊縫應(yīng)力的影響不大，只取鎬型截齒齒尖部分進(jìn)行仿真模型建立，如圖2所示。為了研究鎬型截齒釬料層厚度對工作應(yīng)力的影響規(guī)律，考慮實(shí)際焊接工藝的影響，硬質(zhì)合金頭與耐磨層結(jié)構(gòu)保持不變，改變刀體孔的內(nèi)徑，取0.050～0.225 mm的釬料層厚度，分別對普通截齒與耐磨截齒進(jìn)行模型建立。采用Solid279單元，對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，釬焊接頭區(qū)域選用更細(xì)密網(wǎng)格。

圖2 截齒模型Fig.2 Pick model

1.3 材料參數(shù)

引入以下假設(shè):

(1)考慮釬料層彈塑性變形對接頭應(yīng)力的影響，忽略熔池內(nèi)部化學(xué)反應(yīng);

(2)與溫度有關(guān)的物理和力學(xué)性能、應(yīng)力應(yīng)變在微小的時(shí)間增量內(nèi)線性變化;

(3)材料的物理、力學(xué)性能各向同性。

HSCuZnNi作為釬焊硬質(zhì)合金最常用的釬料之一，在室溫下，其硬質(zhì)合金釬焊接頭的抗剪強(qiáng)度達(dá)到320 MPa，抗拉強(qiáng)度達(dá)到450 MPa;當(dāng)溫度達(dá)到300 ℃時(shí)，釬焊接頭的抗剪強(qiáng)度為250 MPa，抗拉強(qiáng)度為380 MPa。

截齒采用理想彈塑性線性強(qiáng)化模型，在鎬型截齒高溫釬焊后的冷卻過程中，材料的物理和力學(xué)性能參數(shù)隨溫度變化而改變，考慮各材料的屈服強(qiáng)度對熱應(yīng)力的影響，具體材料參數(shù)見表1。

表1 截齒材料的性能參數(shù)
Table 1 Performance parameters of pick material

材料溫度/℃比熱容/(J·(kg·℃)-1)彈性模量/GPa熱膨脹系數(shù)/(106 ℃)-1屈服強(qiáng)度/MPa2047021011.1930刀體60074515514.11901 00067710819.6502040012316.0255釬料層30043010417.51048008903422.00204905405.51 500硬質(zhì)合3004975306.01 200金頭1 00055744010.02002047024113.01 000耐磨層30058022613.780080071017615.4380

1.4 邊界條件

溫度達(dá)到800 ℃以上時(shí)，截齒上釬料層與耐磨層均呈軟化狀態(tài)，所承受應(yīng)力很小，對截齒殘余應(yīng)力影響較小，不做考慮。本文研究截齒從800 ℃冷卻到20 ℃室溫過程的釬焊殘余應(yīng)力。

利用生死單元法，模擬耐磨截齒先堆焊耐磨層后釬焊硬質(zhì)合金頭的工藝。設(shè)置鎬型截齒的初始溫度為釬焊溫度1 000 ℃，通過與空氣對流換熱的方式，將截齒冷卻到800 ℃后，激活釬料層的單元，模擬釬料層的凝固成形，再空冷至室溫，釬焊完成。通過改變對流換熱系數(shù)的方式進(jìn)行截齒的焊后熱處理，模擬截齒860 ℃加熱保溫、淬火以及360 ℃回火，最后空冷至室溫的工藝過程，得到鎬型截齒的溫度場。采用間接法順序耦合分析，將溫度場作為體載荷施加到鎬型截齒上，得到截齒的釬焊殘余應(yīng)力。在截齒殘余應(yīng)力場的基礎(chǔ)上，施加外部載荷與工作溫度，得到鎬型截齒工作過程中釬焊接頭的應(yīng)力分布情況。

2 釬焊殘余應(yīng)力仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 釬焊殘余應(yīng)力模擬結(jié)果

根據(jù)工程上的截齒實(shí)際結(jié)構(gòu)參數(shù)，選擇釬料層厚度為0.075 mm的鎬型截齒模型，進(jìn)行釬焊殘余應(yīng)力仿真。將笛卡爾坐標(biāo)系轉(zhuǎn)化成圓柱坐標(biāo)系，查看仿真結(jié)果中的徑向殘余應(yīng)力σX、周向殘余應(yīng)力σY與軸向殘余應(yīng)力σZ。

路徑1位于截齒釬焊接頭外表面，自刀體沿徑向過渡到硬質(zhì)合金頭，如圖3所示。

圖3 路徑1示意Fig.3 Schematic diagram of path 1

提取普通截齒與耐磨截齒路徑1上的釬焊殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到其殘余應(yīng)力分布曲線，如圖4所示。

圖4 釬焊接頭殘余應(yīng)力分布Fig.4 Distribution of residual stresses in brazing joints

可以看出普通截齒與耐磨截齒沿路徑1的釬焊殘余應(yīng)力變化趨勢大致相同，兩者的等效殘余應(yīng)力σEQ最大值均出現(xiàn)在釬料層與硬質(zhì)合金頭交界面附近，說明該處為截齒釬焊接頭的危險(xiǎn)位置，容易發(fā)生因熱應(yīng)力過大導(dǎo)致的釬縫開裂。這是因?yàn)殁F料與硬質(zhì)合金的熱膨脹系數(shù)差異較大，在冷卻過程中產(chǎn)生較大應(yīng)力集中[17]。在該位置，普通截齒的徑向殘余應(yīng)力σX達(dá)到214 MPa，周向殘余應(yīng)力σY達(dá)到230 MPa;耐磨截齒的徑向殘余應(yīng)力σX達(dá)到253 MPa，周向殘余應(yīng)力σY達(dá)到238 MPa。堆焊耐磨層使得截齒釬焊接頭的徑向殘余應(yīng)力σX增大了39 MPa，對周向殘余應(yīng)力σY影響不大。軸向殘余應(yīng)力σZ對釬焊接頭的連接強(qiáng)度影響較小。

2.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

利用Proto iXRD殘余應(yīng)力儀對截齒進(jìn)行殘余應(yīng)力測試，如圖5所示。該儀器采用X射線衍射方法進(jìn)行非破壞性殘余應(yīng)力測試，可得到試件表面的沿其工作臂軸線方向的正應(yīng)力，測試精度為±10 MPa。分別對釬料層厚度為0.075 mm的未釬焊截齒、普通截齒、耐磨截齒進(jìn)行殘余應(yīng)力測試。測試未釬焊截齒得到加工初始?xì)堄鄳?yīng)力，測試兩個(gè)釬焊后截齒，得到總殘余應(yīng)力。

圖5 殘余應(yīng)力測試實(shí)驗(yàn)Fig.5 Residual stress test

根據(jù)應(yīng)力疊加原理，總殘余應(yīng)力為加工初始?xì)堄鄳?yīng)力與釬焊殘余應(yīng)力的矢量疊加[18]，根據(jù)測試結(jié)果獲得截齒上各點(diǎn)的釬焊殘余應(yīng)力。對兩種鎬型截齒殘余應(yīng)力影響區(qū)域的外表面進(jìn)行取點(diǎn)，如圖6所示。在刀體頂部邊緣位置分別取2個(gè)對稱點(diǎn);普通截齒刀體處沿母線方向取3個(gè)間距為7 mm的點(diǎn)，耐磨截齒在耐磨層下方的刀體處沿母線方向取兩個(gè)間距為2.5 mm的點(diǎn)。

圖6 殘余應(yīng)力測量位置示意Fig.6 Location of residual stress test point

將鎬型截齒豎直放置，對頂上所取點(diǎn)分別進(jìn)行周向殘余應(yīng)力σY與徑向殘余應(yīng)力σX測試;將鎬型截齒水平放置，對母線上所取點(diǎn)分別進(jìn)行周向殘余應(yīng)力σY與軸向殘余應(yīng)力σZ的測試。分析計(jì)算得到其釬焊殘余應(yīng)力，將實(shí)驗(yàn)與仿真得到的截齒殘余應(yīng)力做比較，得到結(jié)果見表2。

由表2可以看出，鎬型截齒的釬焊殘余應(yīng)力仿真值與實(shí)測值較為吻合，沿截齒刀體母線方向，截齒殘余應(yīng)力的變化趨勢一致，證明了仿真模型的正確性。但仿真結(jié)果與實(shí)測結(jié)果仍存在一定偏差，所測點(diǎn)的周向殘余拉應(yīng)力仿真值略大于實(shí)測值，徑向殘余壓應(yīng)力略小于實(shí)測值。其中，靠近刀體頂部點(diǎn)的周向殘余應(yīng)力平均誤差達(dá)到5%，截齒母線上點(diǎn)的平均誤差達(dá)到6%。原因可能是釬焊仿真過程未考慮熔池內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)，影響了仿真結(jié)果。

表2 釬焊殘余應(yīng)力測量值與仿真值對比

Table 2 Comparisons of brazing residual stress between computational and experimental resultsMPa

3 工作過程的釬焊接頭應(yīng)力模擬

3.1 鎬型截齒外部載荷的獲取

對截齒工作過程中接頭應(yīng)力仿真所需的載荷輸入進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究[19]。鎬型截齒破巖實(shí)驗(yàn)在回轉(zhuǎn)切削實(shí)驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，齒座上方安裝有三向力傳感器，設(shè)置截割速度為40 mm/s，截割深度為12 mm，進(jìn)行截割角度為45°的鎬型截齒三向力測試實(shí)驗(yàn)，如圖7所示。

圖7 鎬型截齒三向力Fig.7 Three-axis cutting force diagram of pick

實(shí)驗(yàn)取樣時(shí)間為200 s，由三向力傳感器可得到鎬型截齒的截割阻力、牽引阻力以及側(cè)向阻力。將實(shí)驗(yàn)得到的截割阻力F1與牽引阻力F2數(shù)據(jù)通過計(jì)算轉(zhuǎn)化成軸向阻力FZ與徑向阻力FX，側(cè)向阻力FY保持不變，得到的載荷曲線如圖8所示。

圖8 鎬型截齒三向載荷曲線Fig.8 Three-axis cutting force curves of pick

通過對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析處理，可以得到鎬型截齒所受到的最大載荷與平均載荷，見表3。將三向載荷的最大值作為鎬型截齒仿真的外部載荷輸入。

表3 鎬型截齒所受外部載荷

Table 3 Cutting force of pick N

3.2 工作溫度對釬焊接頭應(yīng)力的影響

在鎬型截齒截割煤巖時(shí)，煤巖硬度、工作時(shí)長以及噴嘴對截齒的降溫效果等都會(huì)影響到截齒齒尖的工作溫度。根據(jù)工程實(shí)際，截齒的工作溫度在100～700 ℃。在截齒殘余應(yīng)力模型的基礎(chǔ)上，分別施加工作溫度100～700 ℃，進(jìn)行熱結(jié)構(gòu)耦合分析，得到其應(yīng)力分布情況。研究工作溫度對截齒受載側(cè)釬焊接頭最大應(yīng)力的影響，如圖9所示。

圖9 工作溫度對接頭最大應(yīng)力的影響Fig.9 Effect of working temperature on maximum stress of joint

可以看出，截齒工作過程中的釬焊接頭應(yīng)力隨著工作溫度的增大而減小，且下降趨勢逐漸變緩。當(dāng)工作溫度達(dá)到700 ℃時(shí)，接頭應(yīng)力僅為63 MPa。主要原因在于溫度的升高導(dǎo)致了釬焊殘余應(yīng)力下降，且較高的工作溫度使得釬料層出現(xiàn)了輕微軟化，導(dǎo)致其與兩側(cè)材料之間的拉力變小了，連接強(qiáng)度大大降低。

3.3 不同截齒工作過程的釬焊接頭應(yīng)力分布規(guī)律

取截齒工作溫度300 ℃，研究其工作過程中的接頭應(yīng)力分布規(guī)律，提取仿真結(jié)果中的等效應(yīng)力σeq、徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy展開分析。

3.3.1截齒徑向路徑的應(yīng)力分析

路徑2是截齒齒尖沿徑向穿越刀體、釬料層與硬質(zhì)合金頭的直線路徑。分別對普通截齒與耐磨截齒工作時(shí)沿路徑2的接頭應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行分析，如圖10，11所示。

圖10 普通截齒路徑2應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution of common pick in path 2

圖11 耐磨截齒路徑2應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution of wear-resistant pick in path 2

可以看出，兩種截齒工作時(shí)，釬焊接頭處均存在明顯的拉應(yīng)力，且在釬料層附近出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。兩者的等效應(yīng)力σeq最大值都出現(xiàn)在截齒受載側(cè)的釬料層處，即圖2中的位置1，分別達(dá)到212 MPa與210 MPa。其中，普通截齒的最大等效應(yīng)力位于釬料層與刀體的交界面處，耐磨截齒的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在釬料層與硬質(zhì)合金頭的交界面處，說明這兩個(gè)位置分別是兩種截齒釬焊接頭最易發(fā)生破壞的危險(xiǎn)部位。原因在于，釬焊殘余應(yīng)力最大的位置在釬料層與硬質(zhì)合金頭的交界面處，但高溫的工作環(huán)境下，釬焊殘余應(yīng)力大幅降低，使得其對工作過程中接頭應(yīng)力的影響有所降低;在外部載荷的作用下，普通截齒釬焊接頭的危險(xiǎn)位置轉(zhuǎn)移至釬料層與刀體的交界面處。耐磨截齒由于耐磨層結(jié)構(gòu)的存在，增大了釬焊接頭處的殘余應(yīng)力，減小了外部載荷對接頭應(yīng)力的影響，使得其危險(xiǎn)位置仍出現(xiàn)在釬料層與硬質(zhì)合金頭的交界面處。

普通截齒釬焊接頭在危險(xiǎn)位置上的周向應(yīng)力σy達(dá)到219 MPa，遠(yuǎn)大于徑向應(yīng)力σx，說明周向應(yīng)力σy是導(dǎo)致普通截齒工作過程中釬焊接頭結(jié)構(gòu)破壞，引起硬質(zhì)合金頭脫落的主要原因。耐磨截齒在其危險(xiǎn)位置，徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy分別為102 MPa與96 MPa，二者相差無幾，說明耐磨截齒是在徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy的共同作用下，導(dǎo)致釬縫開裂從而使合金頭脫落的。

3.3.2截齒軸向路徑的應(yīng)力分析

為了進(jìn)一步研究釬焊接頭處的應(yīng)力分布規(guī)律，提取其軸向直線路徑上的應(yīng)力數(shù)據(jù)。路徑3位于釬料層與硬質(zhì)合金頭的交界面處，路徑4位于釬料層與刀體的交界面處。對兩種截齒工作過程中釬焊接頭在路徑3上的應(yīng)力進(jìn)行分析，得到其應(yīng)力分布曲線如圖12所示。

圖12 釬焊接頭路徑3應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution of brazed joint in path 3

可以看出，普通截齒與耐磨截齒在路徑3上的接頭應(yīng)力分布趨勢大致是相同的，從外至內(nèi)都是先增大后減小，在靠近刀體的部位再增大。等效應(yīng)力σeq在表面釬料層與硬質(zhì)合金頭連接處以及釬料層與刀體連接處取到極值。在表面釬料層附近，徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy均為拉應(yīng)力且數(shù)值相近，普通截齒的σx與σy達(dá)到130 MPa左右，耐磨截齒的該數(shù)值下降至大約90 MPa。在靠近刀體位置，截齒的σx與σy變?yōu)閴簯?yīng)力，且徑向應(yīng)力σx要大于周向應(yīng)力σy。

對兩種截齒工作過程中釬焊接頭在路徑4上的應(yīng)力進(jìn)行分析，得到其應(yīng)力分布曲線如圖13所示。

圖13 釬焊接頭路徑4應(yīng)力分布Fig.13 Stress distribution of brazed joint in path 4

可以看出，等效應(yīng)力σeq從外到內(nèi)呈現(xiàn)先增大然后逐漸趨于平緩的趨勢，在表面釬料層與刀體連接處達(dá)到峰值。在表面釬料層附近，徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy均為拉應(yīng)力，普通截齒的σx與σy分別達(dá)到24 MPa和220 MPa，耐磨截齒的σx與σy分別為3 MPa和198 MPa?？梢娔湍邮沟霉ぷ鬟^程中的截齒釬焊接頭應(yīng)力有所降低。

3.4 釬料層厚度對釬焊接頭工作應(yīng)力的影響

鎬型截齒在冷卻降溫過程中，通過釬料層的塑形變形來協(xié)調(diào)釬焊接頭的收縮差異，緩解接頭部位的殘余應(yīng)力[20]。在工作過程中，不同釬料層厚度也對鎬型截齒的載荷傳遞及應(yīng)力分布產(chǎn)生影響。為了研究了不同厚度的釬料層(0.050～0.225 mm)對工作過程中接頭應(yīng)力的影響，在接頭表面選擇最大應(yīng)力的節(jié)點(diǎn)，提取該節(jié)點(diǎn)的徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy，如圖14所示。

圖14 釬料層厚度對接頭最大應(yīng)力的影響Fig.14 Effect of brazing filler thickness on maximum joint stress

可以看出，釬料層厚度從0.05 mm增大到0.225 mm過程中，普通截齒與耐磨截齒的最大應(yīng)力均呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢，在0.1 mm處得到最小值。釬料層厚度為0.1 mm時(shí)，普通截齒的徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy分別為11 MPa和215 MPa，耐磨截齒的徑向應(yīng)力σx與周向應(yīng)力σy分別達(dá)到18 MPa和213 MPa，釬焊接頭內(nèi)部應(yīng)力最小，鎬型截齒接頭的連接強(qiáng)度最好。說明兩種鎬型截齒最優(yōu)釬料層厚度的選擇是一致的。從圖14也可以看出，堆焊耐磨層使得鎬型截齒釬焊接頭的周向應(yīng)力σy減小，一定程度上增強(qiáng)了接頭的連接性能。

4 結(jié) 論

(1)普通截齒與耐磨截齒的等效殘余應(yīng)力σEQ最大值均出現(xiàn)在釬料層與硬質(zhì)合金頭交界面附近，這說明該處容易發(fā)生因熱應(yīng)力過大導(dǎo)致的鎬型截齒釬縫開裂。堆焊耐磨層使得截齒釬焊接頭該處的徑向殘余應(yīng)力σX增大了39 MPa，對周向殘余應(yīng)力σY影響不大。

(2)兩種鎬型截齒釬焊殘余應(yīng)力的測量結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果基本吻合，說明了模型的正確性。

(3)分析鎬型截齒工作過程中接頭應(yīng)力沿徑向路徑的分布情況，得到:普通截齒的最大等效應(yīng)力位于釬料層與刀體的交界面處，達(dá)到212 MPa，周向拉伸應(yīng)力σy是其結(jié)構(gòu)破壞的主要原因;耐磨截齒的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在釬料層與硬質(zhì)合金頭的交界面處，達(dá)到210 MPa。耐磨層對截齒整體應(yīng)力的分布影響不大，但卻使得截齒最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置發(fā)生了偏移，這使得截齒硬質(zhì)合金頭脫落的危險(xiǎn)位置發(fā)生變化。

(4)分析鎬型截齒工作過程中接頭應(yīng)力沿軸向路徑的分布情況，得到:在釬料層與硬質(zhì)合金頭的交界面處，等效應(yīng)力σeq在表面釬料層與硬質(zhì)合金頭連接處以及釬料層與刀體連接處達(dá)到極值;釬料層與刀體的交界面處，等效應(yīng)力σeq在表面釬料層與刀體連接處達(dá)到峰值。

(5)普通截齒與耐磨截齒的最優(yōu)釬料層厚度選擇是一致的，均在釬料層厚度為0.1 mm時(shí)得到接頭應(yīng)力最小值。堆焊耐磨層使得鎬型截齒的周向應(yīng)力σy減小，一定程度上增強(qiáng)了接頭的連接性能。