某型號(hào)飛機(jī)牽引車變速器罩法蘭失效分析

王大鵬1 夏鵬2 劉燕波2

1.中機(jī)科（北京）車輛檢測(cè)工程研究院有限公司 北京 102100

2.威海廣泰空港設(shè)備股份有限公司 山東威海 264200

1 前言

飛機(jī)牽引車作為國(guó)內(nèi)外各大飛機(jī)場(chǎng)所必備的空港地面服務(wù)設(shè)備，主要作用是將即將起飛的飛機(jī)頂推出機(jī)坪或者將需要維修的飛機(jī)進(jìn)行一定距離的牽引。飛機(jī)牽引車所配備變速器是整車的重要部件之一，負(fù)責(zé)將發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力傳遞至車橋和液壓系統(tǒng)，變速器中罩法蘭的作用是將發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力傳遞至變速器自身油泵及整車液壓系統(tǒng)中的液壓泵。某型號(hào)飛機(jī)牽引車曾批量出現(xiàn)過(guò)變速器罩法蘭失效問(wèn)題，該問(wèn)題導(dǎo)致整車液壓系統(tǒng)無(wú)法工作，嚴(yán)重影響了飛機(jī)牽引車的使用，急需分析找到該問(wèn)題的根本原因，并徹底解決該問(wèn)題。

2 失效問(wèn)題

2016年11月起，筆者研發(fā)的某型號(hào)飛機(jī)牽引車連續(xù)發(fā)生多起變速器罩法蘭失效問(wèn)題，該罩法蘭主要功能是將發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力傳遞至變速器自身油泵及整車液壓系統(tǒng)中的液壓泵，罩法蘭失效導(dǎo)致變速器無(wú)法動(dòng)作以及整車液壓系統(tǒng)無(wú)法工作。罩法蘭位置及失效照片如圖1、2所示。

圖1 罩法蘭位置

圖2 失效罩法蘭照片

3 失效分析

針對(duì)該變速器罩法蘭失效問(wèn)題，主要從以下幾個(gè)方面進(jìn)行分析。

3.1 發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器對(duì)接

由于該變速器罩法蘭除了具有傳遞動(dòng)力的作用以外，還起到在發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器對(duì)接時(shí)的定位作用，所以首先要分析二者對(duì)接處的機(jī)械尺寸是否滿足要求。

經(jīng)核對(duì)，圖紙要求尺寸均滿足發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器對(duì)接要求，但經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)檢查問(wèn)題車輛時(shí)發(fā)現(xiàn)有如下幾個(gè)尺寸存在超差問(wèn)題：

a. 軸套與變速器中心軸配合為Φ40H7/e8。軸套Φ40H，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量φ39.96，超差0.04 mm；變速器中心軸Φ40e，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量φ39.90，超差0.01 mm；

圖3 對(duì)接處發(fā)動(dòng)機(jī)飛輪殼及軸套尺寸要求

b. 墊板端面跳動(dòng)量為1.17 mm，遠(yuǎn)超圖紙要求的0.1 mm；后經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量，該誤差是因墊板厚度不均及加工方式所造成；

c. 發(fā)動(dòng)機(jī)端軸套端面距離變速器間隙理論要求為0～0.5 mm，實(shí)際測(cè)量為2 mm，該誤差是由于發(fā)動(dòng)機(jī)存在裝配誤差，以及變速器液力變矩器存在軸向活動(dòng)量，所以該尺寸每臺(tái)車都需用墊片現(xiàn)場(chǎng)再調(diào)節(jié)，靠調(diào)節(jié)尺寸鏈尺寸無(wú)法達(dá)到該尺寸要求。

雖然對(duì)接零件存在部分超差，但這些尺寸的加工誤差不足以造成罩法蘭失效，還存在其他重要的影響因素。

3.2 罩法蘭檢驗(yàn)

由于之前有其他車型多年使用該變速器，并從未出現(xiàn)過(guò)此類問(wèn)題，所以對(duì)罩法蘭主要從硬度、材質(zhì)及金相檢驗(yàn)3個(gè)方面做了檢驗(yàn)，具體檢驗(yàn)結(jié)果如下：

a.硬度：變速器罩法蘭圖紙要求調(diào)制后硬度為HRC27-31，但檢測(cè)其中兩個(gè)失效的罩法蘭硬度分別為HRC25和HRC34，均未達(dá)到圖紙硬度要求；

b.材質(zhì)：變速器罩法蘭材質(zhì)為50Cr，送檢的失效罩法蘭經(jīng)過(guò)光譜分析檢測(cè)后確定為50Cr材質(zhì)，具體檢測(cè)結(jié)果如表1所示；

表1 罩法蘭光譜分析結(jié)果

c.金相檢驗(yàn)：將兩份失效罩法蘭做金相檢驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)其齒根部均存在不同程度的裂紋，具體結(jié)果如圖4所示。經(jīng)分析，其裂紋應(yīng)該是熱處理時(shí)產(chǎn)生，同時(shí)注意到，罩法蘭使用的材質(zhì)是50Cr，該材質(zhì)在熱處理時(shí)極易發(fā)生裂紋，這也是罩法蘭普遍存在裂紋的直接原因。

圖4 金相檢驗(yàn)照片

3.3 動(dòng)力總成懸置系統(tǒng)

罩法蘭自身裂紋是罩法蘭失效的直接原因，但也可能存在其他間接原因，動(dòng)力總成懸置系統(tǒng)由于對(duì)動(dòng)力總成中發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器對(duì)接處的彎矩和整體的振動(dòng)有關(guān)，所以有必要對(duì)動(dòng)力總成懸置系統(tǒng)做支撐力及振動(dòng)分析。

動(dòng)力總成懸置系統(tǒng)采用如圖5所示的6點(diǎn)支撐，但考慮支撐點(diǎn)較多裝配后存在裝配應(yīng)力的可能性較大，所以將后兩點(diǎn)支撐去掉，分析支撐及振動(dòng)時(shí)將6點(diǎn)支撐及4點(diǎn)支撐同時(shí)進(jìn)行。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成支承反力

3.3.1 靜支撐力分析

對(duì)于原始6點(diǎn)安裝的冗余支承模型（R1+R2+R3），可假設(shè)中懸置點(diǎn)R2處的彎矩為零，從而求得各懸置點(diǎn)處的支反力及飛輪殼端面的彎矩，計(jì)算式如下：

若采用四點(diǎn)支撐（R1+R2） ，即R3=0，有

表2 動(dòng)力總成支反力計(jì)算參數(shù)

表3 懸置點(diǎn)支承反力及端面彎矩

從上表3可以看出6點(diǎn)支撐和4點(diǎn)支撐發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器對(duì)接處的彎矩Mr都比較小，遠(yuǎn)低于發(fā)動(dòng)機(jī)飛輪殼所要求的小于1 356 Nm，但相比之下優(yōu)化后的4點(diǎn)支撐彎矩更小。

3.3.2 振動(dòng)分析

發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成的振動(dòng)是一個(gè)多自由度的復(fù)雜振動(dòng)過(guò)程，在對(duì)其進(jìn)行初步分析時(shí)，為簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，可作以下假設(shè)：

a.車架及發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成為絕對(duì)剛體；

b.發(fā)動(dòng)機(jī)在各方向的振動(dòng)及回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)之間互不影響。

如此可采用單自由度振動(dòng)理論分析發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成在各個(gè)方向的振動(dòng)特性。

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)垂向振動(dòng)模型

圖6為發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成在垂直方向的單自由度振動(dòng)理論模型。其中M為發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成質(zhì)量，k為懸置系統(tǒng)的剛度，c為懸置系統(tǒng)的阻尼系數(shù)，F(xiàn)t為發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的激振力。可得垂向振動(dòng)的微分方程為：

由此容易得到系統(tǒng)固有頻率為：

發(fā)動(dòng)機(jī)位移幅值為：

式中，發(fā)動(dòng)機(jī)激振力幅值F0=meω2,m為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子質(zhì)量，

e為轉(zhuǎn)子偏心距，代入上式有：

通過(guò)懸置系統(tǒng)，發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成的振動(dòng)傳遞率為：

圖7為發(fā)動(dòng)機(jī)位移幅值隨頻率比和阻尼比變化曲線。可以看出，在固定的系統(tǒng)阻尼比下，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率遠(yuǎn)小于系統(tǒng)固有頻率時(shí)即轉(zhuǎn)速很低時(shí)，趨近于0，發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)位移幅值很小；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率等于系統(tǒng)固有頻率時(shí)（ω=ωn），即發(fā)生共振發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)位移幅值與結(jié)構(gòu)參數(shù)和系統(tǒng)阻尼比相關(guān)；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率遠(yuǎn)大于系統(tǒng)固有頻率時(shí)即轉(zhuǎn)速很高時(shí)趨近于1，發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)位移幅值保持不變，僅與發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量和其不平衡慣性力參數(shù)相關(guān)，與懸置系統(tǒng)阻尼比無(wú)關(guān)。

圖8為發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)傳遞率變化曲線。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率遠(yuǎn)小于系統(tǒng)固有頻率即轉(zhuǎn)速很低時(shí)，其傳遞率約等于1，表明發(fā)動(dòng)機(jī)傳遞至車架的振動(dòng)與其本身的振動(dòng)相同；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率等于系統(tǒng)固有頻率時(shí)（ω=ωn），即發(fā)生共振，傳遞至車架的振動(dòng)大幅增加，系統(tǒng)阻尼比越小，其增加幅度越大；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率大于系統(tǒng)固有頻率時(shí)（ω＞ωn），振動(dòng)傳遞率迅速下降，特別是當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率大于系統(tǒng)固有頻的倍時(shí)傳遞率小于1，系統(tǒng)開(kāi)始表現(xiàn)出隔振效果；當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率遠(yuǎn)大于系統(tǒng)固有頻率時(shí)即轉(zhuǎn)速很高時(shí)，傳遞率趨近于0，并且阻尼比越小，系統(tǒng)傳遞率越低。

圖7 發(fā)動(dòng)機(jī)位移幅值隨頻率比和阻尼比變化曲線

圖8 發(fā)動(dòng)機(jī)傳遞率隨頻率比和阻尼比變化曲線

通過(guò)上述分析可知，發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成的振動(dòng)隔離主要在于發(fā)動(dòng)機(jī)激振頻率和懸置系統(tǒng)固有頻率的匹配關(guān)系。為了使懸置系統(tǒng)達(dá)到振動(dòng)隔離的效果，即振動(dòng)傳遞率小于1，發(fā)動(dòng)機(jī)激振頻率與懸置系統(tǒng)的固有頻率之比必須大于因此懸置系統(tǒng)的固有頻率需小于此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)激振頻率ω應(yīng)取最小值，即怠速（800 r/min）時(shí)對(duì)應(yīng)的激振頻率（四缸四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)為26.7 Hz）。同時(shí)，由于車輛行駛時(shí)還受到來(lái)自路面不平度的激勵(lì)，懸置系統(tǒng)的固有頻率不能過(guò)小，以免與路面激勵(lì)發(fā)生共振。路面的激勵(lì)一般小于2.5 Hz，因此懸置系統(tǒng)的固有頻率應(yīng)大于

綜上考慮，懸置系統(tǒng)的固有頻率應(yīng)在3.3～18.9 Hz。

假設(shè)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成的三向自由振動(dòng)模態(tài)相互獨(dú)立，可以得到系統(tǒng)在垂直方向、橫向平動(dòng)和縱向平動(dòng)的三向固有頻率。由目前選型采用的減振器三向剛度參數(shù)可以得到各工況下發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成的三向總體剛度，如表4所示。

表4 發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力總成的三向總體剛度

表5 動(dòng)力總成懸置系統(tǒng)的理論固有頻率

從三向單自由度振動(dòng)的理論分析可知，兩種懸置系統(tǒng)的固有頻率均在3.3～18.9 Hz的設(shè)計(jì)范圍內(nèi)。其中四點(diǎn)支撐方式（R1+R2），其三向的固有頻率低，隔振效果比六點(diǎn)支撐方式（R1+R2+R3）好。

3.3.3 振動(dòng)測(cè)量

根據(jù)理論分析結(jié)果采用雙通道振動(dòng)測(cè)試儀對(duì)兩種支撐方式的發(fā)動(dòng)機(jī)與飛輪殼連接部位測(cè)點(diǎn)的三向振動(dòng)位移峰峰值進(jìn)行了測(cè)量。兩種支撐方式三向振動(dòng)位移峰峰值對(duì)比如圖9所示。

從圖9可以看出，優(yōu)化后的四點(diǎn)支撐在怠速及橫向振幅均優(yōu)于原六點(diǎn)支撐，雖有部分振幅高于原六點(diǎn)支撐，但增幅不大。綜合三向振幅數(shù)據(jù)，四點(diǎn)支撐在降低動(dòng)力總成振動(dòng)方面優(yōu)于六點(diǎn)支撐。

由于該變速器曾匹配某一六缸發(fā)動(dòng)機(jī)在其他型號(hào)的飛機(jī)牽引車使用多年未出現(xiàn)問(wèn)題，而出問(wèn)題的車型所匹配的是一臺(tái)四缸發(fā)動(dòng)機(jī)，所以為增加對(duì)比，現(xiàn)場(chǎng)隨機(jī)挑選了另外兩臺(tái)車測(cè)量其振幅，測(cè)量結(jié)果如圖10所示，從圖10可以看出，六缸機(jī)的振動(dòng)明顯低于四缸機(jī)，該數(shù)據(jù)也間接說(shuō)明了罩法蘭的失效與振動(dòng)有關(guān)。

圖9 兩種支撐方式三向振動(dòng)位移峰峰值對(duì)比

圖10 兩種發(fā)動(dòng)機(jī)三向振動(dòng)位移峰峰值對(duì)比

4 解決方案

綜合以上理論計(jì)算及現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)，制定如下解決方案：

a.提高發(fā)動(dòng)機(jī)與變速器對(duì)接處零部件加工精度，保證對(duì)接處的尺寸及其形位公差要求；

b.每臺(tái)車發(fā)動(dòng)機(jī)端軸套與變速器之間的間隙通過(guò)調(diào)整墊調(diào)節(jié)，保證符合0～0.5 mm要求；

c.變速器罩法蘭材質(zhì)由50Cr改為40Cr，降低熱處理裂紋機(jī)率，并隨機(jī)抽檢罩法蘭做金相檢驗(yàn)，檢驗(yàn)其是否存在裂紋；

d.動(dòng)力總成支撐方式由六點(diǎn)支撐改為四點(diǎn)支撐，降低發(fā)動(dòng)機(jī)飛輪殼處的靜彎矩及動(dòng)力總成振動(dòng)。

經(jīng)過(guò)如上改動(dòng)后，現(xiàn)場(chǎng)隨機(jī)抽選一臺(tái)樣車，牽引一臺(tái)大型牽引車做負(fù)載，做200 h跑車?yán)d試驗(yàn)驗(yàn)證解決方案是否有效，試驗(yàn)照片如圖11所示。

圖11 200 h跑車?yán)d試驗(yàn)

經(jīng)過(guò)200 h的跑車?yán)d實(shí)驗(yàn)，變速器罩法蘭再未出現(xiàn)失效問(wèn)題，即試驗(yàn)驗(yàn)證解決方案有效。

5 結(jié)語(yǔ)

經(jīng)過(guò)理論分析計(jì)算、實(shí)物化驗(yàn)分析及試驗(yàn)驗(yàn)證，變速器罩法蘭失效的根本原因是罩法蘭材質(zhì)使用不當(dāng)，在熱處理時(shí)產(chǎn)生裂紋，在車輛動(dòng)力總成振動(dòng)的工況下裂紋加劇，最終導(dǎo)致了罩法蘭失效。實(shí)際試驗(yàn)證明，在改變罩法蘭材質(zhì)，杜絕裂紋產(chǎn)生和適當(dāng)優(yōu)化懸置系統(tǒng)后，變速器罩法蘭失效問(wèn)題得到了有效解決。