某取力器傳動軸斷裂分析及其改進方案

王華權

（1.貴州航天天馬機電科技有限公司，貴州遵義563003；2.十院謝洪斌技能大師工作室，貴州遵義 563003）

0 引言

某取力器傳動軸向后一級系統傳遞功率為29 kW,轉速1440 r/min,在運行3000 h后,突然整個取力器發生異常叫嘯，其后響起巨大的“爆炸”沖擊聲，斷裂件在高速傳動的動能作用下瞬間斷散，其沖擊動能擊破箱體并造成重大安全事故。現場檢查發現斷件燒蝕嚴重，斷裂的部位如圖1所示。

從圖1、圖2中可清晰地看到斷裂部位,現就此次斷裂事故分析其斷裂的原因，并提出改進措施[1-2]。

圖1 傳動軸前端斷裂圖

圖2 傳動軸前端斷裂并嵌入齒輪軸

圖3 斷裂的傳動軸結構示意圖

1 斷裂軸斷口處分析

針對斷裂軸采用定量金相分析，通過二維金相試樣磨面或薄膜的金相顯微組織的測量和確定合金成分、組織和性能間的定量關系。通過實驗金相來進一步分析如下:首先，取一對樣件，對斷裂件命名為A組。對正常加工和熱處理的工件命名為B組；并分別進行金相拍照和組織分析，如圖4、圖5所示。

圖4 A組端面金相照片(500×)

圖5 B組端面金相照片(500×)

對比兩組照片看出。A組金相組織均勻，表面組織為粗細均勻的細針狀馬氏體，其顯微組織還分布有部份回火索氏體。而B組略顯粗大，有黑色針狀馬氏體、灰白色殘余奧氏體及齒頂部位呈聚集分布的白色塊狀（呈斷續網狀）碳氮化合物[3]。

從以上金相分析，斷裂的傳動軸內部晶體排列均勻，其內部硬度一定較高[4]。而正常工件組織粗大，硬度較低。從設計與熱處理角度來說，要求外表面硬度高而內部硬度低，外硬內韌。再進行硬度測量實驗。其結果是A組斷裂軸硬度為56 HRC，而B組20CrMnTi用鋼硬度為40 HRC。說明A組材料已經硬化。圖1和圖2為提取金相前照片，觀察發現有明顯的發藍痕跡。

2 斷裂原因分析

通過前面的材料和實驗結論可知：1）所用的材料沒有夾渣，沒有代用等質量材料的問題；2）斷裂件金相組織與硬度發生變化，而新試件金相組織與硬度符合設計要求。因此問題歸結為零件工作后出現斷裂的嚴重質量事故。由此從以下三個方面進行斷裂件的分析。

2.1 從齒輪軸所受的扭轉實驗性能分析

在扭轉工作過程中，斷面是沿橫截面被剪切破壞的，說明橫截面是承受剪切應力而破壞的。低碳鋼的韌性比較強，其脆性較低。韌性的材料屈服強度曲線高于脆性材料。而前面的金相與硬度測量表明，斷裂件是在運行之后發生材料的韌度變化。在圖1、圖2的照片中，斷裂位置是位于滾針軸承端根部。仔細觀查其斷裂處：斷口裂紋源區,其斷裂切口表面較平坦。因此可以認為，材料因發熱后發生塑性變化，而外載荷仍然不變的情況下，斷件所受到的剪應變超過承受的扭轉極限，從而發生扭轉斷裂的事故[5]。

2.2 從齒輪所受的剪切性分析

斷裂切口表面較平坦,表明該軸還受到剪切力的作用。整軸可能受到一個沿根部裁切的外力；在高溫疲勞的情況下，使該件發生斷裂。從微觀斷口看,觀察到3個區域：即裂紋源區、擴展區和瞬斷區,這屬正斷型單向扭彎疲勞斷裂。斷口貝紋線比較扁平,裂紋沿線側的裂紋擴展速度較大,由此可見,斷件主要受旋轉彎曲應力[6]。再觀察疲勞區，發現在裂紋源和瞬斷區之間形成像貝殼表面的同心圓弧線，裂紋前沿線弧狀臺階痕跡，像一簇以疲勞源為圓心的平行弧線；說明斷件由于交變應力使裂紋擴展而產生斷裂[7]。

斷口表現為正斷型單向扭彎疲勞斷裂,說明該處有應力集中現象。正斷是由正應力引起的,斷裂面與最大主應力方向垂直。從圖3看出，該軸設計有兩個軸承支承點，斷裂處通過NKI 17/20滾針軸承嵌入前端的齒輪軸，后端是安裝6206軸承與箱體固定。前端屬于浮動支承，后端屬于固定支承。后端花鍵齒與萬向節聯軸器相接，在運轉過程中斷件會因萬向節聯軸器的偏心和擺動而產生軸向剪切力。即該傳動軸沿根部斷裂的最大因素之一是受剪切力作用后發生疲勞斷裂。

2.3 從齒輪軸所受的蠕變極限角度分析

圖1、圖2中發現斷裂處兩部分均燒蝕發藍，與斷裂線較近的部分也有燒蝕現象。而斷裂過程先是噪聲增大，斷裂后擊破殼體濃煙冒出，這說明該軸斷裂前曾嚴重摩擦發熱。金屬材料在高溫下會發生材料塑性化，在常溫下所承受的拉、壓、剪等指標，在高溫時就會降低，最典型的是發生材料性能的蠕變。

在高溫一定應力條件下，合金鋼蠕變過程是元素擴散運動、錯位攀移或滑動的過程。溫度的作用是提供熱激活能，使原子擴散加速；應力的作用是使原子的熱運動加劇，促進位錯的形成、增殖、攀移或滑移[8-9]。

同一種材料的蠕變曲線隨應力和溫度的改變而變化。金屬蠕變抗力指標是蠕變極限。即在一定溫度下使試樣在蠕變第二階段產生規定蠕變速率的應力，或在一定溫度下和規定時間間隔內使試樣產生規定伸長率的應力。用蠕變速率測定的蠕變極限和以伸長率測定的蠕變極限分別表示（蠕變曲線表示）。一般經驗公式，溫度不變時第二階段蠕變速率與應力的對數呈線性關系[10]。但由于試樣表面氧化或受侵蝕以及內部組織結構變化等，這種線性關系在長時間可能不復存在[11]。

對于斷件，在一段時間的高溫運轉過程中，產生一定量形變，理論上蠕變速率為（在600℃，10萬h的形變量為1%）。但是影響蠕變試驗結果的因素還很多，其中最主要的是溫度，材料內部晶體的穩定性、形變測量精度和試樣加工工藝等。對于本次斷裂的傳動軸只運行了5000 h。屬于摩擦發熱下發生蠕變，同時在剪切作用下斷裂。

3 原因分析結論

該傳動軸合金成分合格，原軸設計工藝要求合理；其斷裂的原因是由于接觸部位的摩擦發熱發生燒蝕，使鋼材料發生脆變，再伴隨著外部載荷跳動和剪切沖擊，從而使該軸材料發生蠕變扭轉、疲勞強度降低的情況下發生斷裂。

4 改進措施

4.1 從熱處理工藝方面,提高熱處理質量

熱處理的方法和目的是提高表面硬度增加心部韌度。提高表面硬度的熱處理工藝是表層滲碳。在庫存的軸類中檢測出現心部硬度過高的現象。這是由于鋼中合金及碳的含量過高，或者淬火溫度過高。這種缺陷常出現在合金元素含量較高的合金滲碳鋼的工件中，而設計選用的材料20CrMnTi正是這種較難控制而容易熱處理出錯的材料。對于這些心部硬度過高的工件，可以采用堿浴分級淬火的方法來補救。方法是淬火溫度為（830±10）℃，選用65KOH+35NaOH的堿浴分級淬火溫度為（320±20）℃，堿浴中停留時間為5～8 min，然后再轉入油中冷卻[12]。

4.2 從機械設計的角度來提高傳動軸的質量

機械設計就是對機械、機構進行創新、優化、改進與改造；是設計的出發點，往往也是解決問題的源點。

1）從軸的設計優化性角度出發提出修改措施。軸類在動力學中看成線性單元，并具有相應轉動慣量屬性。因此設計過程中要求軸類不能是非均勻質的軸。即使特殊設計需要滿足凸輪功能時，也會考慮添加或者減輕配重。在圖3中，看出在材料均質條件下不會產生偏心轉矩。同樣軸類在理論力學中通常簡化為梁單元或者桿單元。撓度變化量是梁、桿單元設計必須考慮的最重要的參數。在圖3中，設計考慮撓度和強度，所以軸徑和軸長均取較高的安全系數。支承方面采用2個軸承：軸承NKI 17/20和6206軸承；而NKI 17/20軸承嵌入前端的齒輪軸，6206軸承與箱體固定安裝。也就是說前者是浮動支承，后者是固定支承。當外界有跳動反饋輸入時，就會對浮動支承產生沖擊剪力。這就是該軸從滾針軸承根部斷裂的根本原因。從這一原因出發，提出解決方案就是在箱體內焊接一個固定支承架來增加一個6206軸承，從而實現穩定支承，減少跳動沖擊。

2）從軸承選用的角度出發提出修改措施。觀察圖1、圖2，發現傳動軸一段斷裂，并“溶化”于前端齒輪軸上，這是斷件受熱后發生燒蝕的痕跡。分析是設計選用的滾針軸承NKI 17/20理論極限轉速是1800 rad/min左右，而傳動軸通常工作轉速是1500 rad/min左右，再加上沖擊受載，使該軸發出刺耳的叫嘯聲，迅速摩擦發熱。當發熱溫度超高，使滾針軸承燒壞，進而使傳動軸發熱脆變，最后在不均勻剪應力沖擊下使軸承根部斷裂。選用的解決方案之一就是更換一種壽命和承受轉速更高的軍品級軸承。

3）從潤滑的角度出發提出修改措施。潤滑油的作用是減少摩擦、潤滑、冷卻、防銹、清潔、密封和緩沖等作用。在原設計方案做臺架實驗時，連續運行12 h后該潤滑油的溫度高達85℃。仔細分析原傳動軸的潤滑方式，發現傳動軸與前端齒輪軸潤滑是靠飛濺潤滑。飛濺潤滑對外部接觸的物件有良好的潤滑作用。但是滾針軸承是嵌入式裝配，飛濺潤滑根本就不可能潤滑到滾針軸承。當增加潤滑油使油池浸沒到滾針軸承，即選用浸沒潤滑方案時，整個系統發熱和噪聲立即下降不少。但是長時間工作或者野外路況時難控制潤滑油的油量。于是筆者提一種全新的潤滑方式——注入式循環潤滑。即在滾針軸承安裝的位置前端的齒輪軸齒面上打3個通孔到滾針軸承安裝面，三維剖面圖如圖6所示。當前齒輪嚙合時，齒輪帶上的潤滑油在齒輪嚙合時通過1個孔被擠壓進入滾針軸承腔體內，另外2個孔則起排氣作用。當轉速提高時就會形成潤滑油從1個孔擠入2個孔排出的一個良性油路循環系統。這種設計也能使NKI 17/20軸承得到更好的潤滑和降溫，同時提高了其使用壽命。

4）從通常工藝出發提出修改措施。從機械加工方面出發，提高機械加工精度，減少齒距累積誤差、螺旋線波度誤差等；同時降低表面粗糙度,減小初始裂紋出現的可能性。對裝配在該軸上的齒輪要增加剃齒工藝，提高磨齒精度。在熱處理工藝方面,提高熱處理質量，保證表面硬度和心部韌度[13]。

圖6 潤滑油路設計剖面圖

5 進行實驗驗證

進行上面方案的改進后，我們進行了優化對比實驗，即噪聲、振動和發熱對比[14]。圖7是改進前在1500 r/min下的加速度頻譜曲線；圖8是改進前在1500 r/min下的聲功率頻譜曲線。

圖8 1500 r/min下的聲功率頻譜曲線

圖9 1500 r/min下的加速度頻譜曲線

圖10 1500 r/min下的聲功率頻譜曲線

進行前面所提的方案改進之后再進行測量。圖9是改進后在1500 r/min下的加速度頻譜曲線；圖10是改進后在1500 r/min下的聲功率頻譜曲線。

從上面的實驗圖表看出，整組改進方案噪聲工藝改可以降低噪聲4～8 dB。振動加速度降低6～8 m/s2。而對箱體內潤滑油進行對比測量也發現油溫從85℃降至72℃。因此該傳動軸斷裂分析到位，改進措施合理[15]。

6 結論

通過斷裂軸的原因分析，找出了摩擦發熱導致燒蝕從而造成高溫蠕變，蠕變速度加快進而導致疲勞斷裂的原因。并提出提高熱處理質量、優化設計、提高機械加工工藝精度等措施；通過實驗驗證,得到了優化改進的方案。

[1] 趙溫朝,陳天勇,王華權.一種雙軸式車用取力器:CN200920206496.2[P].2009-09-29.

[2] 王華權,陳齊平,何聯格,等.一種取力器換擋機構中鋼球運動的仿真與分析[J].現代機械,2011(2):25-27.

[3] 王開遠.GB/T6394-2002《金屬平均晶粒度測定方法》介紹[J].機械工業標準化與質量,2004(5):5-8.

[4] 金相圖譜編寫組.金相圖譜[M].北京:水利電力出版社,1986.

[5] 舒紅宇,陳博,劉禹智,等.一種雙軸式農用車取力器特性分析與試驗研究[J].重慶理工大學學報(自然科學),2013(1):35-37.

[6] 高敏華.齒輪軸斷齒失效分析[J].金屬熱處理,1994(9):35-37.

[7] 恩格,克林格.金屬損傷圖譜[M].北京:機械工業出版社,1990:78-91.

[8] 張靜華,唐亞俊.一種單晶高溫合金蠕變過程中的位錯結構[J].金屬學報,1992(1):114-119.

[9] 韓梅,駱宇時.DD3單晶高溫合金的高溫蠕變斷裂行為[J].失效分析與預防,2008(3):28-31.

[10] 姚啟均.金屬機械性能試驗常用數據手冊[M].北京:機械工業出版社,1983:163.

[11] 李妍緣,趙興明,郭宏亮.高速齒輪軸失效原因分析[J].機械傳動,2009,33(5):79-80.

[12] 崔忠圻,劉北興.金屬學與熱處理[M].3版.哈爾濱:哈爾濱工業大學出版社,2007:186-198.

[13] 成大先.機械設計手冊:第13篇[M].北京:化學工業出版社,2004:18-48.

[14]馬大猷.噪聲與振動控制工程手冊[M].北京:機械工業出版社,2002:240-290.

[15]王華權.現代農用汽車取力器設計與分析[D].重慶:重慶大學,2011:66-76.