丁問(wèn)司,卿 濤

(華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣州 510641)

鑿巖機(jī)是典型的以沖擊破碎原理實(shí)現(xiàn)工作目的的特種機(jī)械，在公路及隧道施工中有大量應(yīng)用。鑿巖機(jī)活塞以一定速度沖擊釬桿，使釬桿獲得動(dòng)能后沖擊工作對(duì)象，并使其發(fā)生位移、變形、損壞，達(dá)到鉆巖、破巖的目的[1-2]。針對(duì)鑿巖機(jī)沖擊動(dòng)力特性的研究有助于提升鑿巖機(jī)工作效率及提高鑿巖裝備的可靠性。

鑿巖機(jī)沖擊破碎系統(tǒng)可簡(jiǎn)化為由沖擊活塞和釬桿組成的二元柔性桿沖擊系統(tǒng)，其沖擊過(guò)程中激發(fā)的應(yīng)力波會(huì)在沖擊活塞與釬桿中反向傳播，并在約束面或邊界面發(fā)生反射、透射現(xiàn)象，這使得各沖擊部件將產(chǎn)生復(fù)雜形變，并伴隨有瞬態(tài)能量傳遞。沖擊過(guò)程結(jié)束后，沖擊活塞和釬桿兩端不受約束均成自由飛行桿進(jìn)入分離狀態(tài)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鑿巖機(jī)工作過(guò)程的研究目前主要集中于流體驅(qū)動(dòng)下活塞的加速、減速、反彈、緩沖等階段的工作參數(shù)特性分析[3-5]，對(duì)沖擊碰撞瞬間的動(dòng)力學(xué)狀態(tài)及其特性鮮有研究。然而，鑿巖機(jī)工作過(guò)程中沖擊活塞的斷裂以及活塞前端面剝落等現(xiàn)象與沖擊瞬態(tài)參數(shù)直接相關(guān)。改變結(jié)構(gòu)參數(shù)可優(yōu)化沖擊部件沖擊特性，改善工作過(guò)程中出現(xiàn)的相關(guān)問(wèn)題。

近年來(lái)，對(duì)二元柔性桿共軸沖擊問(wèn)題的研究，部分學(xué)者采用特征線法對(duì)應(yīng)力波的傳播特性加以分析[6-8]，也有部分學(xué)者采用有限元數(shù)值計(jì)算進(jìn)行沖擊分析[9-11]。二元柔性桿撞擊接觸面沖擊力的求解是沖擊過(guò)程研究的關(guān)鍵內(nèi)容。目前，有關(guān)計(jì)算沖擊力的方法常為將沖擊力視為外力，再通過(guò)沖擊接觸面位移連續(xù)性條件組建含未知沖擊力項(xiàng)的微分方程[12]，以時(shí)間離散迭代法獲得沖擊力的近似計(jì)算結(jié)果。但該方法的計(jì)算過(guò)程復(fù)雜易引起收斂性問(wèn)題[13]。

本文以柔性桿件振動(dòng)瞬態(tài)波函數(shù)特征值展開法[14-15]來(lái)求解鑿巖機(jī)沖擊部件各截面在被沖擊后的S-T函數(shù)，通過(guò)S-T函數(shù)變換求得各截面沖擊力，避免了求解含未知力的強(qiáng)非線性方程。通過(guò)對(duì)不同參數(shù)條件下的變截面二元柔性桿沖擊部件的受力狀況及瞬態(tài)響應(yīng)過(guò)程的分析，獲得優(yōu)化鑿巖機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)和性能的方法。

1 鑿巖機(jī)雙桿件沖擊動(dòng)力學(xué)模型

鑿巖機(jī)活塞與釬桿的沖擊過(guò)程可等效為兩柔性自由桿件共軸沖擊的力學(xué)模型,如圖1所示。沖擊活塞以初速度v0沖擊釬桿。釬桿和沖擊活塞的彈性模量為E1、E2;密度為ρ1、ρ2;長(zhǎng)度為l1、l2;截面積為A1、A2;質(zhì)量為m1、m2。研究中設(shè)定各桿件為各向同性的線性彈性體，并忽略接觸面的撞擊變形。

圖1 沖擊鑿巖系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型Fig.1 Dynamic model of percussion drilling system

1.1 沖擊過(guò)程S-T函數(shù)

設(shè)沖擊發(fā)生后各部件的各截面每個(gè)時(shí)刻的位移為s(x,t)，由達(dá)朗貝爾原理可得沖擊波動(dòng)方程

(1)

s(x,t)=S(x)·T(t)

(2)

式中：T(t)為運(yùn)動(dòng)規(guī)律時(shí)間函數(shù)；S(x)為沖擊部件上x截面的縱向位移。

聯(lián)立式(1)、式(2)求解得

(3)

令c=ω2有

(4)

(5)

1.1.1 沖擊部件各縱向截面S函數(shù)

將式(4)拉氏變換后可求得釬桿和沖擊活塞所滿足的動(dòng)態(tài)唯一解

S(x)=p·cos(kx)+q·sin(kx)

(6)

式中：k=ω/a;p和q為系數(shù)。

沖擊時(shí)釬桿和活塞的邊界條件和連續(xù)性條件為

σ1(x1,0)=0,σ2(l2,0)=0

(7)

s1(l1,t)=s2(0,t),A1E1σ1(l1,t)=A2E2σ2(0,t)

(8)

由式(6)～式(8)可得沖擊過(guò)程中釬桿和活塞的特征方程為

S1(x1)=p1cos(k1x1)

(9)

沖擊過(guò)程中，釬桿和沖擊活塞結(jié)合為一體，兩者有相同的固有頻率，并可由式(11)求解。振動(dòng)過(guò)程中沖擊部件存在多階振型，本研究實(shí)算中綜合考慮計(jì)算量和計(jì)算精度選取前300階振型進(jìn)行分析，運(yùn)算結(jié)果已具備較高精度[16]。

沖擊過(guò)程中主振型關(guān)于質(zhì)量的正交性條件為

(12)

式中,n為第n階振型。

根據(jù)主振型關(guān)于質(zhì)量的正交性求得

(13)

1.1.2 沖擊部件沖擊過(guò)程響應(yīng)T函數(shù)

沖擊過(guò)程初始條件為

s1(x1,0)=S1(x)·T(0)

(14)

s2(x2,0)=S2(x)·T(0)

(15)

v1(x1,0)=0,v2(x2,0)=-V0

(16)

將準(zhǔn)靜態(tài)S-T函數(shù)以及動(dòng)態(tài)T函數(shù)代入式(5)得

(17)

通過(guò)拉氏變換，并利用主振型關(guān)于質(zhì)量的正交性，可得T函數(shù)滿足的表達(dá)式為

(18)

T函數(shù)初值可由初始條件及質(zhì)量正交性條件求得

(20)

(21)

由此可得沖擊過(guò)程柔性階梯桿模型S-T函數(shù)為

(22)

式中：i為釬桿和活塞,i=1，2；n為各階主振型,n=1，2，…，300。

沖擊中活塞和釬桿的任意徑向截面的速度為

(23)

截面軸力為

(24)

活塞、釬桿的軸力分布為

(25)

通過(guò)判斷接觸面所受沖擊力的正負(fù)值可判斷沖擊結(jié)束時(shí)刻。當(dāng)沖擊力計(jì)算值由壓力變?yōu)槔?，說(shuō)明兩桿分離，沖擊過(guò)程結(jié)束。

1.2 分離過(guò)程S-T函數(shù)

活塞和釬桿沖擊分離后，將以各自的固有頻率進(jìn)行振動(dòng)。設(shè)分離后活塞和釬桿的運(yùn)動(dòng)方程為

(26)

分離后的活塞和釬桿均為自由飛行桿，其滿足的邊界條件為

(27)

(28)

分離后活塞和釬桿的主振型分別為

(29)

(30)

(31)

(32)

求解釬桿和活塞分離過(guò)程的時(shí)間函數(shù)與求解沖擊過(guò)程中使用的方法相同，可將分離過(guò)程T函數(shù)代入式(17)，通過(guò)拉氏變換以及分離過(guò)程中的質(zhì)量正交性求得。

分離過(guò)程中的S-T函數(shù)及速度、應(yīng)力時(shí)間函數(shù)可通過(guò)式(22)、式(23)、式(25)求得。

1.3 鑿巖機(jī)鑿入力及沖擊能量利用率

1.3.1 鑿巖機(jī)鑿入力

鑿巖機(jī)釬桿截面軸力是釬桿受活塞撞擊產(chǎn)生的入射應(yīng)力和反射應(yīng)力以應(yīng)力波形式反復(fù)在桿內(nèi)傳播和疊加后，在各任意橫截面形成的軸向力。在活塞撞擊后的不同時(shí)間段，釬桿截面軸力將沿釬桿橫截面產(chǎn)生不同的分布。釬桿中釬頭端截面處的應(yīng)力波傳播疊加后形成的軸向力將作用于鑿巖工作介質(zhì)，由此形成鑿巖機(jī)鑿入力[17]。鑿入力是鑿巖機(jī)性能的衡量標(biāo)準(zhǔn)之一。

1.3.2 沖擊活塞能量利用率

沖擊活塞以速度v0和釬桿碰撞后，將在釬桿中建立應(yīng)力波σ1自右向左傳播，在活塞中也將建立應(yīng)力波σ2自左向右傳播，當(dāng)t=2l2/α?xí)r,活塞中應(yīng)力波自活塞自由端反射至活塞-釬桿界面，并向釬桿入射一個(gè)大于釬桿應(yīng)力波的拉應(yīng)力。

釬桿中n階入射應(yīng)力波的方程為

(33)

式中，γ為反射系數(shù)。

釬桿中入射應(yīng)力將致釬桿中總應(yīng)力變?yōu)檎怠Ｒ蚧钊荒芾焘F桿，當(dāng)釬桿應(yīng)力降為零時(shí)活塞釬桿分離，活塞入射應(yīng)力波停止射入，此時(shí)活塞沖擊能量不能全部透射于釬桿中，即釬桿不能將活塞能量充分利用。

釬桿中入射波能量Ti

n=1,2,3…

(34)

活塞中的沖擊能量T0

(35)

Ti僅為活塞沖擊能T0的一部分，存在活塞能量射入不完全的情況。

活塞能量利用率η

η=(Ti/T0)·100%

(36)

2 鑿巖機(jī)瞬態(tài)沖擊動(dòng)力響應(yīng)分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果與理論仿真結(jié)果對(duì)比

研究中在沖擊試驗(yàn)臺(tái)上以高速壓氣槍模擬鑿巖機(jī)活塞的單次撞擊特性，每次試驗(yàn)前將沖擊活塞置于壓氣槍管中，通過(guò)氣槍管中的氣體對(duì)沖擊活塞做功，使得活塞以不同沖擊速度撞擊被測(cè)釬桿。工作時(shí)開啟快速切換閥，進(jìn)入槍管的高壓氣推動(dòng)沖擊活塞使其加速至出口沖擊釬桿。壓氣槍管出口端設(shè)置有激光探頭和測(cè)速儀，活塞沖擊時(shí)其沖擊端面先后經(jīng)過(guò)兩組激光探頭并觸發(fā)“遮光”信號(hào)，測(cè)速儀根據(jù)“遮光”信號(hào)時(shí)間差及激光探頭組的水平設(shè)置距離可得出沖擊活塞的沖擊速度。試驗(yàn)中沖擊裝置系統(tǒng)原理，如圖2所示。

圖2 高速?zèng)_擊鑿巖試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 High speed percussion drilling test system

試驗(yàn)裝置實(shí)物,如圖3所示。試驗(yàn)中釬桿的沖擊端面以及釬桿中部都粘貼有電阻應(yīng)變計(jì)，如圖3(b)所示，以此檢測(cè)釬桿相應(yīng)位置處的應(yīng)變，所測(cè)得的信號(hào)反饋入動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀放大后，與測(cè)速儀的數(shù)據(jù)信號(hào)一起進(jìn)入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，系統(tǒng)高速采樣后，進(jìn)入微機(jī)完成數(shù)據(jù)的處理、存儲(chǔ)以及輸出等。

試驗(yàn)中微機(jī)輸出信號(hào)為電壓信號(hào)U0，應(yīng)變片橋路連接為半橋形式，通過(guò)公式換算可求得釬桿應(yīng)變與采集到的電壓信號(hào)U0之間的關(guān)系式為

式中:k為應(yīng)變片靈敏度;U為供橋電壓。試驗(yàn)中應(yīng)變片的靈敏度系數(shù)為2.17，供橋電壓為6 V。

1.空壓機(jī);2.激光探頭;3.測(cè)速儀;4.應(yīng)變放大器;5.橋盒;6.示波器;7.電腦;8.巖石;9.手動(dòng)填高叉車;10.釬桿;11.應(yīng)變片;12.測(cè)試臺(tái)架;13.沖擊活塞;14.壓氣槍管。

(a)

通過(guò)應(yīng)變即可求出釬桿對(duì)應(yīng)截面的應(yīng)力。試驗(yàn)中測(cè)量釬桿距離沖擊端面950 mm處的應(yīng)力，理論計(jì)算可獲得相同截面位置處釬桿應(yīng)力時(shí)間歷程曲線。試驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算仿真結(jié)果對(duì)比,如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)結(jié)果與仿真計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of test and simulation

比較可知，試驗(yàn)值與理論仿真結(jié)果隨時(shí)間的變化趨勢(shì)一致，峰值應(yīng)力出現(xiàn)的時(shí)刻與幅值也基本相同，從而驗(yàn)證了理論模型的準(zhǔn)確性。誤差產(chǎn)生的主要原因是實(shí)測(cè)釬桿截面形狀為六邊形，而非理論圓形，理論計(jì)算時(shí)需將其面積等效換算為實(shí)心釬桿面積計(jì)算。

2.2 釬桿直徑對(duì)沖擊過(guò)程動(dòng)力響應(yīng)的影響

考慮釬桿截面變化對(duì)沖擊過(guò)程動(dòng)力響應(yīng)的影響，鑿巖機(jī)各沖擊部件計(jì)算參數(shù),如表1所示。不同釬桿直徑下，釬桿距離撞擊接觸面950 mm位置處釬桿截面軸力時(shí)間響應(yīng)曲線,如圖5所示。

表1 不同釬桿直徑下的計(jì)算參數(shù)Tab.1 Calculation parameters of different drill rod diameters

圖5 不同直徑下釬桿950 mm位置處截面軸力響應(yīng)Fig.5 Axial force response of section at 950 mm of drill rod with different diameters

由圖5可知：釬桿截面軸力呈周期性變化，該變化是應(yīng)力波在桿中傳播所致。應(yīng)力波從撞擊接觸面向釬桿右端面?zhèn)鞑?，在到達(dá)右端面后發(fā)生反射，由于釬桿左右兩端面均為自由端，所以，應(yīng)力波在端面反射后，反射波和入射波大小均相等且方向相反，因此桿中應(yīng)力波呈現(xiàn)周期性變化。此外，不同桿徑釬桿的應(yīng)力變化周期以及變化趨勢(shì)相同。這是由于應(yīng)力波傳播速度僅與材料密度及彈性模量相關(guān)，在材質(zhì)和長(zhǎng)度不變時(shí)，桿件中應(yīng)力波傳遞時(shí)間不發(fā)生變化，撞擊力變化的時(shí)間歷程也不改變。隨著釬桿直徑變大，釬桿中相同截面處軸力幅值升高。這是因?yàn)?，材料的波阻與其彈性模量、密度以及截面積相關(guān)。釬桿直徑變化會(huì)直接影響其自身波阻，進(jìn)一步影響應(yīng)力波透射率。所以撞擊過(guò)程中，通過(guò)透射傳播到釬桿中的應(yīng)力波幅值也會(huì)隨截面積變化。釬桿直徑增加會(huì)導(dǎo)致釬桿截面軸力的增加，這樣鑿巖機(jī)的破碎能力也將隨之增強(qiáng)。

不同釬桿直徑下，沖擊過(guò)程結(jié)束后，活塞接觸面的v-T歷程曲線,如圖6所示。沖擊分離過(guò)程中，活塞各截面速度是活塞作為剛體的自由飛行速度和應(yīng)力波在活塞中傳播引起的各截面運(yùn)動(dòng)速度的疊加，所以分離過(guò)程中活塞沖擊接觸面的速度將以活塞剛體運(yùn)動(dòng)速度為基礎(chǔ)上下波動(dòng)。隨著釬桿直徑的增大，分離后沖擊活塞的剛體運(yùn)動(dòng)速度(即反彈速度)增大，且速度波動(dòng)幅值增加，即應(yīng)力波幅值增加。

圖6 不同釬桿直徑下沖擊活塞撞擊面速度響應(yīng)Fig.6 Velocity response of impingement surface of impact piston under different bit diameters

不同釬桿直徑下，沖擊結(jié)束后釬桿所獲動(dòng)能占活塞初始總動(dòng)能的百分比,如圖7所示。由圖7可知:釬桿中動(dòng)能呈現(xiàn)周期性變化，當(dāng)釬桿直徑不同時(shí)，活塞能量利用率曲線變化趨勢(shì)基本相同。這是因?yàn)闆_擊過(guò)程結(jié)束后，釬桿獲得的總能量中部分為動(dòng)能，部分為彈性勢(shì)能，應(yīng)力波在釬桿中的周期性傳播使得釬桿中動(dòng)能和勢(shì)能周期性的相互轉(zhuǎn)化。在活塞直徑大于釬桿直徑的情況下，隨著釬桿直徑增大，活塞能量利用率將隨之升高。在常用工程結(jié)構(gòu)參數(shù)許可的范圍內(nèi)，應(yīng)盡可能使釬桿的直徑接近沖擊活塞直徑，以而減少應(yīng)力波損失。

圖7 不同釬桿直徑下沖擊活塞能量利用率Fig.7 Energy utilization of impact piston under different impact piston diameters

2.3 釬桿長(zhǎng)度對(duì)于沖擊過(guò)程動(dòng)力響應(yīng)的影響

同一活塞沖擊速度，在不同釬桿長(zhǎng)度條件下，各沖擊部件計(jì)算參數(shù),如表2所示。分離過(guò)程中釬桿截面軸力時(shí)間歷程曲線,如圖8所示。

表2 不同釬桿長(zhǎng)度下的計(jì)算參數(shù)Tab.2 Parameters of different drill rod length

在釬桿材料密度不變時(shí)，隨釬桿長(zhǎng)度的增加，則應(yīng)力波的傳播周期變長(zhǎng)，所以釬桿截面軸力變化周期也延長(zhǎng)。此外，當(dāng)釬桿長(zhǎng)度變化時(shí)各釬桿截面軸力大小基本相等(見(jiàn)圖8)。由于釬桿截面積相同，所以應(yīng)力波引起的釬桿截面應(yīng)力相同。釬桿截面應(yīng)力與桿中的應(yīng)力波大小有關(guān)，說(shuō)明釬桿長(zhǎng)度的變化對(duì)分離過(guò)程中的釬桿應(yīng)力波的影響不大。

圖8 釬桿長(zhǎng)度不同時(shí)截面軸力Fig.8 Axial force of section at different lengths of drill rod

當(dāng)釬桿長(zhǎng)度變化時(shí)，沖擊過(guò)程結(jié)束后釬桿截面速度的響應(yīng)曲線,如圖9所示。

圖9 釬桿長(zhǎng)度變化時(shí)活塞撞擊面速度響應(yīng)曲線Fig.9 Velocity response curve of piston impact surface when the length of drill rod changes

由圖9可知:隨著釬桿長(zhǎng)度的增加，沖擊活塞的反彈速度將會(huì)降低。沖擊分離后釬桿1、釬桿2和釬桿3對(duì)應(yīng)的沖擊活塞分別獲得2.04 m/s、1.91 m/s、1.70 m/s的剛體運(yùn)動(dòng)速度。即隨著釬桿長(zhǎng)度的增加，沖擊時(shí)將較多的碰撞能量傳遞給釬桿，而活塞中將殘留較少的能量。在實(shí)際工作過(guò)程中因釬桿長(zhǎng)度的變化，活塞也將產(chǎn)生不同的反彈速度，致鑿巖機(jī)的沖擊頻率也會(huì)隨之變化，鑿巖機(jī)控制閥的工作頻率及蓄能器容量須做適當(dāng)調(diào)整，避免因反彈參數(shù)變化而出現(xiàn)困油或供油不足現(xiàn)象，以及避免由此引起破碎效率下降和密封結(jié)構(gòu)破壞。

分離過(guò)程中活塞能量利用率曲線,如圖10所示。3種釬桿長(zhǎng)度情況下，能量利用率變化曲線均呈現(xiàn)周期性變化規(guī)律，且3種情況下變化周期不同，隨著釬桿長(zhǎng)度的增加，曲線變化周期延長(zhǎng)，能量利用率升高，說(shuō)明分離后釬桿具有較大的動(dòng)能。

圖10 釬桿長(zhǎng)度變化時(shí)活塞能量利用率Fig.10 Piston energy utilization rate varying with length of rod

2.4 活塞初沖速度對(duì)于沖擊動(dòng)力響應(yīng)的影響

同一活塞在不同初沖速度條件下，其各部件的計(jì)算參數(shù),如表3所示。

表3 活塞不同沖擊初速度下計(jì)算參數(shù)Tab.3 Parameters of piston at different initial velocities

沖擊活塞在不同初沖速度下，分離過(guò)程中釬桿截面軸力時(shí)間歷程曲線,如圖11所示。分析可知，隨著活塞初沖速度增大，釬桿截面軸力相應(yīng)增大。分離過(guò)程中釬桿截面軸力主要因應(yīng)力波傳播致桿件拉伸或壓縮所產(chǎn)生，所以釬桿截面軸力越大說(shuō)明應(yīng)力波引起的桿件截面位移也越大，即釬桿中應(yīng)力波的幅值越大，釬桿獲得的彈性勢(shì)能及動(dòng)能也越高，越有利于釬桿完成破碎工作。所以，在被破碎物強(qiáng)度較高的場(chǎng)合可通過(guò)增大活塞初沖速度來(lái)實(shí)現(xiàn)破碎。

圖11 不同活塞速度條件下釬桿截面軸力響應(yīng)曲線Fig.11 Axial force curve of drill rod section under different piston velocities

不同活塞速度下，沖擊活塞左側(cè)邊界撞擊面的速度響應(yīng)和能量利用率,如圖12、圖13所示。由圖12、13可知：當(dāng)活塞初沖速度分別為6 m/s、8 m/s以及10 m/s時(shí)，反彈過(guò)程中活塞截面速度分別在1.10 m/s、1.46 m/s以及1.83 m/s附近波動(dòng)，即活塞反彈速度隨活塞初沖速度的增加而增加，但活塞能量利用率基本不發(fā)生變化。

圖12 不同活塞速度條件下活塞接觸面速度響應(yīng)曲線Fig.12 Speed response curve of piston contact surface with different piston velocity

圖13 不同初沖速度活塞能量利用率Fig.13 Energy utilization rates of different initial pistons charging speeds

3 沖擊碰撞機(jī)理及沖擊桿件瞬態(tài)應(yīng)力波

以表4中的沖擊狀態(tài)來(lái)分析鑿巖機(jī)工作中的沖擊碰撞機(jī)理。通過(guò)理論計(jì)算可得沖擊活塞及釬桿各截面在沖擊碰撞過(guò)程中的應(yīng)力波變化歷程,如圖14、圖15所示。

表4 沖擊碰撞計(jì)算參數(shù)Tab.4 Calculation parameters of impact collision

由圖14可知:沖擊碰撞前，活塞所有橫截面的應(yīng)力值均為零。沖擊碰撞發(fā)生后，應(yīng)力波從活塞左端面開始傳遞。隨時(shí)間變化，應(yīng)力波傳播使活塞各橫截面均受壓應(yīng)力作用。當(dāng)應(yīng)力波傳播到活塞右側(cè)自由端時(shí)，形成反射波并實(shí)現(xiàn)反射率為1的反向傳遞。應(yīng)力波在反射過(guò)程中又與原入射波矢量疊加，所以反射波傳遞到的橫截面應(yīng)力值恢復(fù)為零。當(dāng)反射波傳遞到活塞-釬桿接觸面時(shí)，釬桿中應(yīng)力波還未傳遞到碰撞接觸面，其間活塞中應(yīng)力保持為零。而當(dāng)釬桿中的入射波和反射波疊加后的應(yīng)力波傳播到碰撞接觸面時(shí)，又將通過(guò)透射和反射作用分別在活塞及釬桿中繼續(xù)傳播。碰撞過(guò)程中，活塞右端面應(yīng)力值始終為零，其左端面始終受壓應(yīng)力作用。

圖14 沖擊活塞各橫截面應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.14 Section’s stress time histories of the impact piston

圖15為沖擊碰撞過(guò)程中釬桿各截面應(yīng)力時(shí)程曲線圖。初始時(shí)，釬桿各橫截面應(yīng)力為零，沖擊碰撞發(fā)生后，應(yīng)力波從碰撞接觸面處向左傳播，應(yīng)力波傳播到的位置釬桿截面逐漸受壓應(yīng)力作用。當(dāng)應(yīng)力波傳播到釬桿固定端面，通過(guò)反射作用將反向傳播。由于釬桿左端面存在高波阻的鑿巖介質(zhì)，所以從鑿巖界面反射到釬桿中的應(yīng)力波與桿件中原有應(yīng)力波疊加后應(yīng)力幅值變?yōu)樵瓉?lái)的兩倍。由圖15可知，整個(gè)沖擊碰撞過(guò)程中，釬桿固定端處所受的應(yīng)力幅值最大。

圖15 釬桿各截面應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.15 Section’s stress time histories of drill rod

通過(guò)對(duì)上述沖擊部件截面瞬態(tài)應(yīng)力波傳播分析可獲得鑿巖機(jī)工作過(guò)程撞擊機(jī)理[18]。

4 結(jié) 論

(1)在沖擊活塞直徑和初沖速度不變情況下，釬桿直徑變大，釬桿對(duì)應(yīng)截面處軸力增大，致釬桿撞擊破碎能力增強(qiáng)，但沖擊能量利用率將有所降低。同時(shí)，若釬桿直徑逐漸減小，則沖擊活塞的反彈速度將逐漸降低，當(dāng)反彈速度小于零時(shí)，將會(huì)發(fā)生活塞與釬桿的二次碰撞。

(2)活塞沖擊速度影響截面撞擊應(yīng)力幅值的變化，兩者間成一定比例關(guān)系，但沖擊速度對(duì)沖擊應(yīng)力的時(shí)間歷程影響不大。當(dāng)沖擊活塞為高初沖速度時(shí)具備較高能量，將使得沖擊過(guò)程中接觸面的撞擊力及應(yīng)力幅值增大，可使得鑿巖機(jī)具的破碎能力得到迅速提升。同時(shí)，撞擊后，沖擊活塞的反彈速度也會(huì)隨之增大，即殘留在沖擊活塞中的動(dòng)能較高，沖擊能量的利用率較低。