圓角半徑對輸出軸斷裂的影響研究

馬 瑞

(哈爾濱東安發(fā)動機(jī)(集團(tuán))有限公司,哈爾濱 150066)

圓角半徑對輸出軸斷裂的影響研究

馬 瑞

(哈爾濱東安發(fā)動機(jī)(集團(tuán))有限公司,哈爾濱 150066)

在試驗(yàn)過程中輸出齒輪軸發(fā)生斷裂，斷面磨損嚴(yán)重。本研究先對該軸的斷裂失效進(jìn)行了分析，確定斷裂性質(zhì)為旋轉(zhuǎn)彎曲高周疲勞，理化檢測指標(biāo)符合圖紙要求，而圓角半徑實(shí)測數(shù)據(jù)比設(shè)計要求小。為了查找疲勞失效原因，對實(shí)測圓角半徑和設(shè)計要求圓角半徑所造成的應(yīng)力集中進(jìn)行應(yīng)力計算，得到不同圓角半徑對應(yīng)的實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度，發(fā)現(xiàn)該輸出軸斷裂處的實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度比設(shè)計要求降低了一半。在工作載荷作用下實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞強(qiáng)度的降低，使該輸出齒輪軸的實(shí)際疲勞壽命相比設(shè)計壽命大大降低，導(dǎo)致該輸出齒輪軸工作中提前失效。

圓角半徑；輸出齒輪軸；旋轉(zhuǎn)彎曲高周疲勞；理論應(yīng)力集中系數(shù)

0 引言

機(jī)械零件的破壞有50%～90%為疲勞破壞[1]，因此研究疲勞失效顯得尤為重要。在對疲勞壽命研究的眾多因素中，很多情況下更多關(guān)注應(yīng)力集中、零件尺寸、表面狀態(tài)，在零件尺寸中卻往往忽略其圓角尺寸的影響因素[2]。

發(fā)動機(jī)主減速器在進(jìn)行試驗(yàn)時。發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速從12 000 r/min升速到14 000 r/min過程中，試車臺出現(xiàn)異常響聲，停車檢查，發(fā)現(xiàn)右高速齒輪箱輸出軸在迷宮密封近主減側(cè)的第一個密封瓦處斷裂。

右高速齒輪箱在試車臺中主要作用是調(diào)整加載器與主減速器輸入軸之間的位置。它主要由輸入齒輪軸、惰輪軸、輸出齒輪軸、滑動軸承和密封環(huán)組成，結(jié)構(gòu)簡圖見圖1。輸入齒輪軸通過膜盤聯(lián)軸器與試車臺加載器連接，輸出軸通過膜盤聯(lián)軸器與主減速器連接。

本文以零件圓角尺寸為研究對象，對輸出齒輪軸斷裂模式、斷裂機(jī)理、斷裂原因進(jìn)行分析，對實(shí)測圓角半徑和設(shè)計要求圓角半徑所造成的應(yīng)力集中進(jìn)行應(yīng)力計算，得到不同圓角半徑對應(yīng)的實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度，可為圓角尺寸對疲勞壽命的影響研究提供理論數(shù)據(jù)支持。

圖1 右高速齒輪箱結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Structural diagram of the right high-speed gear box

1 試驗(yàn)過程及結(jié)果

1.1 斷口分析

該齒輪軸分別在離輪盤的兩處位置發(fā)生斷裂，將距離較近位置標(biāo)記為斷面1，較遠(yuǎn)的位置標(biāo)記為斷面2。對該齒輪輸出軸兩斷面進(jìn)行宏觀分析，兩斷面均有不同程度的磨損，斷面1心部磨損嚴(yán)重，外徑處可見清晰的約占2/3圓周的粗大撕裂棱；斷面2一側(cè)外徑處磨損嚴(yán)重，另一側(cè)外徑處可見清晰撕裂棱，斷面2中心分布有約占1/2斷面的斷裂擴(kuò)展區(qū)，斷面2上與撕裂棱對應(yīng)側(cè)為約占1/3斷面的纖維區(qū)。兩斷面均未發(fā)現(xiàn)冶金缺陷。宏觀照片見圖2、圖3。

圖2 斷面1宏觀形貌Fig.2 Macroscopic of Section 1

對斷面2的側(cè)面形貌進(jìn)行宏觀觀察，發(fā)現(xiàn)零件表面有變色現(xiàn)象。

圖3 斷面2宏觀形貌Fig.3 Macroscopic of Section 2

由圖1結(jié)構(gòu)簡圖可知，在迷宮密封第1個密封瓦處，該輸出齒輪軸在工作過程中主要承受扭轉(zhuǎn)應(yīng)力，同時也承受彎曲和拉伸應(yīng)力。雖然迷宮密封第1個密封瓦磨損嚴(yán)重，但根據(jù)對斷裂面工作過程中的受力分析，仍可判定該輸出軸從迷宮密封處靠近主減側(cè)第1個密封瓦根部圓角處開始斷裂。

在實(shí)體顯微鏡下對斷面2進(jìn)行觀察，斷裂源區(qū)近表面處已經(jīng)磨損，分辨不出是否存在原始缺陷，但發(fā)現(xiàn)斷裂源區(qū)存在多條起始裂紋交匯形成的粗大撕裂棱(圖4)；擴(kuò)展區(qū)來看，裂紋在斷面上留下了3個不同的擴(kuò)展階段，且不同擴(kuò)展階段的過渡處撕裂棱粗細(xì)和密集程度、受腐蝕程度均不同，擴(kuò)展1、擴(kuò)展2、擴(kuò)展3及瞬斷區(qū)之間均存在密集、粗細(xì)程度不同的撕裂棱，順著裂紋擴(kuò)展的方向，1～2過渡區(qū)撕裂棱稀疏、粗大，2～3過渡區(qū)撕裂棱密集、細(xì)小，擴(kuò)展3與瞬斷區(qū)之間過渡區(qū)撕裂棱密集、細(xì)?。凰矓鄥^(qū)形貌呈現(xiàn)纖維狀。

圖4 實(shí)體顯微鏡觀察斷裂源區(qū)顯微形貌Fig.4 Fracture source morphology by stereoscopic microscope

掃描電鏡下觀察，斷面2斷裂源區(qū)存在少量細(xì)小二次裂紋和解理面，如圖5所示；擴(kuò)展區(qū)存在密集程度不同的細(xì)小二次裂紋和疲勞條帶，形貌如圖6所示，瞬斷區(qū)呈現(xiàn)韌窩形貌。

圖5 掃描電鏡觀察斷裂源區(qū)顯微形貌Fig.5 Fracture source morphology by stereoscopic microscope

圖6 擴(kuò)展區(qū)電鏡顯微形貌Fig.6 SEM micrograph of the propagation area

1.2 化學(xué)成分分析

對該輸出軸取沫進(jìn)行化學(xué)成分分析，分析結(jié)果符合圖紙規(guī)定的18Cr2Ni4WA 材料要求。

1.3 性能指標(biāo)分析

切取斷裂面附近的橫截面并制樣，進(jìn)行布氏硬度分析(GB/T 231)，結(jié)果如下：

硬度檢測結(jié)果391、396、401 HB(技術(shù)要求：352～401 HB)。

根據(jù)黑色金屬硬度及強(qiáng)度換算表(GB/T 1172—1999)查詢，可得到：391、396、401 HB分別對應(yīng)著材料的σb為1 314、1 336、1 358 MPa，取平均值σb為1 336 MPa。

故障件斷裂部位附近硬度測試結(jié)果符合要求。

1.4 低倍及顯微分析

在斷裂件上斷裂區(qū)域附近制取橫向低倍試片及顯微試樣進(jìn)行分析，結(jié)果如下：

低倍試片經(jīng)酸蝕檢驗(yàn)，未見冶金缺陷。

顯微組織為回火馬氏體+少量粒狀貝氏體+少量鐵素體，符合淬火+低溫回火的熱處理要求[3]。

1.5 圓角半徑觀察及尺寸計量

對斷面2的側(cè)面形貌在實(shí)體顯微鏡下進(jìn)行顯微分析，第1個密封瓦靠近主減側(cè)根部已經(jīng)磨損嚴(yán)重，無法觀測宏觀形貌和檢測根部的圓角半徑R，對第2個密封瓦靠近主減側(cè)根部進(jìn)行宏觀觀測和根部圓角半徑R的檢測。

第2個密封瓦靠近主減側(cè)圓角半徑R處同時存在深淺不一的加工刀痕，如圖7所示。

測量了圓角半徑R實(shí)際尺寸，測量值為：0.15、0.15、0.20 mm，要求R=0.5 mm。

圖7 第二密封瓦靠近主減側(cè)圓角半徑R宏觀形貌(15X)Fig.7 Macroscopic morphology of the fillet radius of the second seal tile near main decelerator, 15X

2 綜合分析

宏觀斷口未發(fā)現(xiàn)冶金缺陷，斷裂件橫向低倍酸蝕試片也未發(fā)現(xiàn)冶金缺陷，斷裂件材料牌號、硬度、熱處理狀態(tài)均符合要求，綜上可知斷裂件冶金質(zhì)量符合要求。

通過對斷面的宏觀和微觀分析，可觀察到該右高速箱輸出齒輪軸斷面存在較明顯的斷裂源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)、瞬斷區(qū)，斷裂起源于圖2斷面右側(cè)，并向左側(cè)擴(kuò)展，結(jié)合齒輪軸工作過程受力情況，可判斷其斷裂性質(zhì)為旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞斷裂[4]。右高速齒輪箱輸出軸從裝配到發(fā)生故障工作時間約80 h左右，最高轉(zhuǎn)速能達(dá)到20 900 r/min，可推算該輸出軸斷裂時循環(huán)次數(shù)已超過107次，可判斷輸出軸斷裂為高周疲勞斷裂[5]。高周疲勞屬于應(yīng)力型疲勞，外加載荷一般小于材料的彈性極限，疲勞的起始原因多與零件表面完整性關(guān)系較大[6]。

因?yàn)閿嗔言磪^(qū)約占斷面2/3外圓，且存在多處粗大撕裂棱，說明斷裂起始為多源，起始階段存在較大應(yīng)力[7]。據(jù)對斷面起始源區(qū)的側(cè)面分析，該齒輪輸出軸斷裂起始于迷宮密封處第1個密封瓦靠近主減側(cè)根部處。通過對第2個密封瓦靠近主減根部處的圓角半徑R檢測和實(shí)體觀察，可以確定第2個密封瓦靠近主減根部處沿圓周存在較大應(yīng)力集中。因?yàn)樵擙X輪輸出軸是同一個廠家生產(chǎn)，且第1個密封瓦和第2個密封瓦加工質(zhì)量和圓角半徑R要求相同，可以等效認(rèn)為第1個密封瓦靠近主減側(cè)根部處也存在較大應(yīng)力集中。圓角半徑R的不同引起的不同的局部應(yīng)力集中[8]，對該輸出軸實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度造成不同的影響。引入疲勞極限強(qiáng)度理論公式，對實(shí)際檢測到的輸出軸迷宮密封處的圓角半徑R造成的實(shí)際疲勞極限的下降程度進(jìn)行理論計算[9]，結(jié)果如下：

引入計算公式：

其中：Kσ表示有效應(yīng)力集中系數(shù)；σ-1表示輸出軸材料的理論疲勞極限強(qiáng)度；σ-1K表示圓角半徑R造成的應(yīng)力集中所造成的輸出軸在迷宮密封處第1密封瓦近主減側(cè)的根部的實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度。

Kt表示輸出軸在迷宮密封處第1密封瓦近主減側(cè)的根部的理論應(yīng)力集中系數(shù)，根據(jù)圖表可以查出；q表示迷宮密封處第1密封瓦近主減側(cè)的根部的疲勞缺口敏感系數(shù)；A表示參數(shù)，根據(jù)圖表可以查出；R表示圓角半徑實(shí)測值。

所以求解σ-1K的公式如下：

(1)

σ-1k0.15=126.4 MPa,

σ-1k0.20=146.7 MPa,σ-1k0.5=249.0 MPa

由上述結(jié)果可知該斷裂輸出軸斷裂處的圓角半徑R減小70%，使斷裂處的實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度下降約為設(shè)計值的一半，大大降低了該輸出齒輪軸的疲勞壽命，使該輸出齒輪軸在承受較小工作載荷的工況下也能發(fā)生疲勞斷裂[11]。

綜上所述，該齒輪輸出軸斷裂起始階段的較大應(yīng)力是由于斷裂源區(qū)即第1個密封瓦靠近主減側(cè)根部處的較大應(yīng)力集中產(chǎn)生的。由斷面擴(kuò)展區(qū)1、2、3的微觀形貌存在差異以及不同擴(kuò)展階段的過渡處撕裂棱粗細(xì)和密集程度、受腐蝕程度均不同判斷，該輸出軸斷裂擴(kuò)展過程中受力不穩(wěn)定[12]，這與該零件在試車過程中的加載、卸載及升速、降速有關(guān)系。

3 結(jié)論

1)輸出軸斷裂性質(zhì)為旋轉(zhuǎn)彎曲高周疲勞斷裂。

2)輸出軸斷裂位置處的圓角半徑R造成的大應(yīng)力集中是疲勞斷裂的主要原因。

3)斷裂輸出軸斷裂處的圓角半徑R減小70%，使斷裂處的實(shí)際旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞極限強(qiáng)度下降約為設(shè)計值的一半。

4)在制造過程中嚴(yán)格按照設(shè)計要求盡可能加大圓角半徑，減小所造成的局部應(yīng)力集中。

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Research on Influence of Fillet Radius on Output Shaft Rupture

MA Rui

(HaerbinDonganEngine(Group)Co.,Ltd.,Haerbin150066,China)

An output gear shaft fractured during test and the fracture surface had heavily worn. The failure mode of the shaft was analyzed and it is found that the failure mode is rotary bending high-cycle fatigue fracture. The chemical composition, mechanical properties and microstructure of the shaft are all in accordance with the requirement, but the fillet radius is smaller than the requirement. In order to find out the cause for the fatigue failure, the stress under the measured fillet radius and the required fillet radius was calculated, and the rotary bending fatigue limitation strength under different fillet radius was obtained. It is found that the actual fatigue limitation strength of the fractured shaft is close to half of the required fatigue limitation strength. Under the effect of working stress, the actual fatigue life of the fractured shaft decreased significantly, and early failure occurred to it during service.

fillet radius；output gear shaft；rotary bending high-cycle fatigue；theoretical stress focus coefficient

2017年4月28日

2017年5月8日

馬瑞(1984年-)，女，工程師，主要從事物理冶金及失效分析等方面的研究。

TG113

A

10.3969/j.issn.1673-6214.2017.04.009

1673-6214(2017)04-0249-05