空心齿轮轴（精选6篇）
空心齿轮轴 篇1
0 引言
空心轴是齿轮箱的关键零件, 其加工精度要求高, 加工难度大。空心轴在加工过程中容易发生变形, 因此极易导致加工精度超差, 甚至报废。我们通过对空心轴进行加工工艺分析, 制定合理的加工工序, 选用适合的机床设备, 选用适合的工装、刀具等, 解决了加工中的各种难点, 保证了加工精度, 提高了加工效率。
1 空心轴的特点及加工难点分析
根据齿轮箱的设计需要, 空心轴的材料选用45钢锻件, 工件需要调质处理, 调质硬度要求220~260 HBW。空心轴主要加工外圆、内孔及键槽等, 其壁薄, 内孔形位公差、尺寸公差要求高。本文以图1所示空心轴为例进行加工分析。
1.1 外圆及内孔的加工
如图1所示, 空心轴较长, 内孔加工有难度。外圆φ310h7、内孔φ220H7同轴度要求0.02 mm, 外圆φ310h7圆柱度要求0.02 mm, 表面粗糙度要求Ra0.4μm。
1.2 键槽的加工
如图1所示, 空心轴有外键槽、内键槽。外键槽为56N9 mm, 深度为18.50+0.3mm, 长度240 mm, 对称度要求为0.05 mm;内键槽为50N9 mm, 深度为10.10+0.3mm, 对称度要求为0.05 mm, 全轴贯通。此两键槽加工难度较高, 且在加工过程中易使空心轴变形。
1.3 加工过程中变形
空心轴在加工过程中产生变形的原因主要有三个:1) 空心轴在原材料锻造、热处理过程中产生应力, 其在后续机加工过程中释放, 从而导致空心轴变形。2) 空心轴在机械加工过程中需要装卡, 由于空心轴自身的结构特点, 装卡的外力使空心轴发生变形, 从而影响零件的形状精度、尺寸精度。3) 空心轴在机械加工过程中, 刀具对于空心轴产生的切削力以及刀具与工件摩擦产生的切削热使空心轴发生变形, 从而影响空心轴的形状精度、尺寸精度。因此, 我们要根据上述加工难点选择合理的工艺、设备、工装及刀具等, 以便加工出质量合格的空心轴。
2 空心轴的加工工艺
2.1 加工工序的安排及机床设备的选择
1) 锻件粗车。锻造毛坯, 选用卧式车床CW6163B, 三爪卡盘, 加工各尺寸单边均留量5 mm。由于此工件长度较长, 内孔加工需要我们为其量身定做加长刀杆, 以方便加工里孔。后序的半精车、精车加工同样需要量身定做加长刀杆。
2) 调质处理。淬火温度 (840±10) ℃, 保温时间6~8 h, 冷却方式为油淬, 油温60~70℃, 回火温度 (540±10) ℃, 保温时间6~8 h。热处理设备选用箱式多用炉。为减少空心轴变形, 我们将调质处理安排在粗车工序后进行, 并且采取以下工艺措施。第一, 装炉方式采取工件竖直放置的方式;第二, 淬火完成后及时回火, 且回火保温完成后, 炉冷至400℃左右出炉空冷。
3) 半精车。选用卧式车床CW6163B, 三爪卡盘, 加工各尺寸单边均留量2 mm。
4) 精车。选用数控卧车CT4500M, 为减小夹紧力三爪卡盘改为软爪卡盘, 中心架, 兼顾各处找正至0.5 mm, 加工长度、内孔φ222及内孔φ220H7至图纸要求, 外圆车找正带, 上工艺圆堵;卡盘夹紧零件, 顶尖顶紧, 找正外圆找正带在0.01 mm, 加工外圆直径留量0.5 mm, 轴向1850-0.46两端面各留量0.15 mm。此工序工件即将完工, 因为三爪卡盘3个爪的夹紧力很难做到一致, 由于空心轴刚度较弱, 因此三爪卡盘不一致的外力作用容易使工件变形, 于是此工序采用软爪卡盘装夹工件。此外, 数控车床加工精度较高, 能为加工出合格的工件提供有力的保障。
5) 外键槽加工。选用亚威AV-1000立式加工中心, V型块定位, 以两端外圆为基准, 加工外键槽至去除余量后尺寸要求。由于此键槽对称度要求0.05 mm, 因此必须选用立式加工中心加工, 普通铣床无法满足要求。
6) 磨外圆。选用普通外圆磨床M1350B, 两顶尖定位, 磨外圆各尺寸及轴向185至图纸要求, 卸下工装圆堵。表面粗糙度Ra0.4μm的部分需要切磨加工。为减少工件变形, 此工序需要在外键槽加工完成至少48 h以后进行。
7) 内键槽加工。内键槽通常采用立式刨床加工, 但是由于刨床加工时, 切削力较大, 工装的装卡力也较大, 因此容易使工件变形。因此内键槽选用线切割机床加工至图样要求。线切割机床装卡工件时, 需要的夹紧力较小, 而且线切割加工速度慢, 因此工件变形较小, 加工精度亦可满足。
2.2 加工工装的选择
由于空心轴的特殊结构及加工精度要求, 我们为加工空心轴准备了以下特殊的工装。
1) 找正盘。找正盘一端端面为中心孔, 另一端为内凹结构, 外圆配有4个M20螺栓, 将找正盘套入轴端, 拧紧螺栓, 上车床一夹一顶, 可调节4个螺栓找正工件后加工工件。
2) 圆堵。为了便于车床、磨床装卡工件, 我们需要制作相应规格的圆堵来配合加工设备使用。为便于安装、拆卸, 圆堵除需要在中心打相应的DS孔外, 可在端面处加工3-M10顶出用螺纹孔。
3) V型块。由于空心轴键槽在立式加工中心上加工, 因此需要制作合适规格的V型块, 用于装卡工件。V型块可采用铸铁HT250加工, 铸铁硬度低于工件硬度, 而且铸铁减振性优良, 对于工件加工精度有利。
2.3 加工刀具的选择
为了降低加工过程中刀具对于空心轴产生的切削力以及刀具与工件摩擦产生的切削热, 我们需要选择适合的刀具。车刀的前角增大, 切削力、摩擦力减小, 但是其强度相对减小, 散热面积小, 散热速度较慢。同样, 车刀的后角增大, 切削力、摩擦力减小, 但是其强度相对减小。因此车刀选取的原则为粗加工、半精加工时选择前角、后角较小的刀具, 精加工时选择前后角相对较大的刀具, 高速钢材料的车刀前角、后角应小于硬质合金材料的车刀前角、后角。为了减少切削热的同时减小刀具对工件表面的作用力, 可选择前角大、后角相对较小的车刀。因此粗车、半精车工序在卧式车床加工时, 我们选用高速钢刀具, 为了增加切削速度, 保证刀具有足够的强度, 前角选取10°~20°, 后角选取4°~8°。精车工序在数控车加工时, 我们选用硬质合金刀具, 前角选取15°~25°, 后角选取5°~10°。
3 结语
本文以典型的空心轴加工为例, 通过对加工难点的研究, 提出了加工工艺及工艺措施, 解决了空心轴的加工难点。空心轴经过三坐标检测, 其形位公差、尺寸公差及表面质量等均可满足图样的技术要求。总之, 本文为空心轴的加工提供了有效的工艺解决方案, 对于提高我公司加工工艺水平有着重要的意义, 值得类似零件加工借鉴。
参考文献
[1]王季琨.机械制造工艺寻[M].天津:天津大学出版社, 1998.
[2]杨叔子.机械加工工艺手册[M].北京:机械工业出版社, 2002.
[3]陈德兰.控制薄壁零件变形的工艺措施[J].装备制造技术, 2010 (6) :125-126.
空心齿轮轴 篇2
徐州中联水泥有限公司委托徐州巨龙机电工程有限公司对水泥磨3000 kW主减速机空心齿轮轴及其连接件(图1)进行配铰10个Φ40 mm、钻孔攻丝5个M36,该配铰组件总长1 530 mm,徐州巨龙机电公司最大钻床为Z3 063摇臂钻床,该钻床最大行程1 610 mm。根据技术要求需选用Φ39.5 mm的莫氏锥柄麻花钻来钻铰孔前的底孔,Φ40 mm莫氏4号锥柄机用铰刀来铰孔;Φ31.8 mm的钻头来钻攻M36螺纹的底孔、M36丝锥攻丝。由于Φ39.5 mm的莫氏锥柄麻花钻总长349 mm,工作部分200 mm,Φ40 mm莫氏4号锥柄机用铰刀总长333 mm,工作部分81 mm,麻花钻和铰刀均较长,在该摇臂钻床的工作台及底座上安装该配铰组件后,无法装夹麻花钻或铰刀加工此配铰件。该摇臂钻床的工作台的高度为510 mm、底座距混凝土地面200 mm,可以在混凝土地面放置配铰组件加工,为了装夹牢固,便于找正,工装故设计出示意图(图2)。
1 工装结构(图2)
1块700 mm×700 mm、厚度为25 mm的钢板作为底板(4),并在该底板上钻孔攻丝M30×2四个,在丝内分别装有M30×2调节装置5;两根1680mm长M48单头螺栓(1),其间距为190 mm,焊接在底板中心部位上(焊缝高度6 mm)。另外配一个长为290 mm、宽为120 mm、厚度为25 mm的钢板作为压板。
2 工作方法
2.1将连接件放在齿轮轴上找正(图1),并在两结合面等分三处断焊接在一起。
2.2将工装放在靠近Z3 063摇臂钻床的工作台的混凝土地面上,四个调节装置(5)下面均放一块10 mm厚的150 mm×150 mm的钢板,便于调节水平且减少调节装置(5)对地面的破坏。
2.3在混凝土地面上用冲击钻打孔3到6个,在孔内安装M12 mm×130 mm的膨胀螺栓,在膨胀螺栓上装上小压板以便找正后压牢工装底板(4),使工装站立牢固。
2.4将焊接后的配铰组件吊起(以内孔Φ260mm),套放在工装已基本调好水平(1)的两根1 680mm长M48单头螺栓(1)外,边调整边用百分表对连接件1Φ390 mm的上端面找正,直到百分表跳动在0.1 mm。然后用M48螺母及弹垫、压板(2)对连接件紧牢。最后用长压板及T型头螺栓在齿轮轴(6)的斜齿处将齿轮轴固定在该摇臂钻床的工作台的侧面T形槽内(注意摇臂钻床的工作台尽量同齿轮轴接触,轴与工作台、工作台与压板之间用铜皮或其它材质较软的板材填充),这时也需用百分表对连接件1Φ390 mm的上端面找正,以免跳动不在0.1 mm范围内,若跳动发生变化,需重新调整调节装置(5)等。
2.5在摇臂钻床的主轴内装上麻花钻或铰刀、丝锥,然后启动该钻床对孔进行配钻铰孔或攻丝。
3 结语
经过设计出上述工装,扩大了Z3063摇臂钻床的使用范围,选用合理切削用量,按工作方法进行精心操作,成功配钻铰孔、攻丝两件此种空心齿轮轴。此方法解决了如何在设备不足的情况下加工水泥生产中的急需备件问题,来保证检修的正常进行。
参考文献
[1]杨叔子.机械加工工艺师手册[M].北京:机械工业出版社,2006.586-592,630-831.
减速机齿轮轴断轴修复方法 篇3
1套磷复肥装置中的回转窑干燥机, 传动装置主电机型号YJS450-6, 355kW, 6000V, 配用主减速机型号NZS1240-45VBR, 880kW, 南京高速齿轮箱厂产品, 3级变速, 其中高速端的Ⅰ轴为齿轮轴。Ⅰ轴的输入端通过液力偶合器与主电机联接, 输出端通过离合器与盘车装置联接。
主减速机Ⅰ轴运行中突然断裂, 没有库存备件, 联系减速机制造厂订购备件, 交货期至少需要1个月时间。齿轮轴断裂部位处在轴承位的轴肩根部 (图1) , 除断口外, 剩余轴段 (约2/3) 无弯曲变形, 轴颈、齿面没有明显损伤, 考虑到断口侧光轴长度足够, 且减速机箱体内空间允许, 决定采用套接的方法对断轴做再接修复。
二、修复方案
1. 确认齿轮轴结构尺寸
联系减速机制造厂提供齿轮轴图纸, 实测齿轮轴主要关键尺寸, 将实测尺寸与图纸尺寸对照, 进一步核实确认图纸准确无误, 修复过程中按图控制轴的尺寸和精度。
2. 确定新老轴段的套接结构
采用承插式孔轴过盈配合 (Φ110H7/s6) , 辅以较紧的键联接 (键槽28P9/键28h9) , 用温差法装配套接, 套接完成后再精加工新轴段的各阶梯轴段, 来控制整个轴的结构尺寸和精度, 见图2。
3. 原轴段套接部位轴头处理
车平原轴段断口并倒角, 在拟套接部位的轴头车出一段轴伸和轴肩, 以便套接和套接定位。为了不削弱轴段的原有强度, 套接部位的轴径不要缩减过多, 套接轴伸长度和键槽尺寸可参照同规格轴在联轴器处轴伸的尺寸来确定。
4. 新轴段材料选择与坯料准备
图纸注明原齿轮轴材料为20CrNi2MoA, 厂方介绍可用20CrMnMo替代, 选用机械性能与原材料接近 (略低) 且易于采购到的40Cr棒料。参照同规格轴所配联轴器尺寸, 确定套接长度以及新轴段套接部位的内外径尺寸、键槽尺寸。轴的实接长度加上套接深度, 再适当放些加工余量, 即为坯料长度。套接部位的外圆直径, 再放些加工余量, 为坯料的直径。
5. 新轴段加工和热处理
新轴段由坯料到粗加工端面、轴径、套孔, 经过调质热处理后, 再精加工套孔和套孔内键槽。注意套孔和套孔内键槽的精加工在套接前进行, 轴径和轴颈上键槽的精加工待套接完成后进行。
套孔端口适当倒角以利于装配, 轴头钻M30螺纹孔做吊装孔。为避免因轴肩过大造成轴肩根部应力集中, 同时也为避免与减速机箱壁抵触, 将大轴肩车成锥形。
6. 新老轴段套接
将键装配入老轴段轴伸的键槽内;用油浴加热或电阻炉加热新轴段至200～250℃后, 对新老轴段进行套接。加热温度根据轴径尺寸及过盈量按公式1计算。
式中t———加热温度, ℃
i———最大过盈量, mm
d———孔径, mm
k2———套接件的线膨胀系数, 钢取k2=1.1×10-5/℃
t0———环境温度, ℃
7. 轴的后续加工
新老轴段套接成一体后, 按照原图精加工新轴段上的轴肩、轴颈及键槽, 控制形位尺寸偏差和加工精度, 保证轴的各尺寸符合原图纸要求。回装后的减速机见图3。
四、修复效果
齿轮轴激光熔覆轴变形的数值分析 篇4
激光熔覆是一种可以在低成本基体上制成高性能表面的表面工程技术, 由于其热源集中、熔覆层与基体可形成冶金结合等特点, 特别适合于“高、精、尖”零部件表面失效后的修复, 使其越来越多地在工业、军事等领域得到了应用[1]。而齿轮作为工程实际中应用极其广泛的一种零部件, 其磨损后的修复工作一直为众多研究者所关注, 尤其是一些精度高、造价贵的齿轮修复工作, 更是困扰许多研究者的问题之一[2]。
本研究对象为某汽轮机滑油泵转子, 为直齿圆柱齿轮轴, 与传动轴锻造为一体, 齿轮精度为5级, 整体造价在15万元以上, 时常因轴上的齿轮齿面过度磨损而报废, 在缺乏修复手段的情况下, 只能进行整体更换。激光熔覆技术的出现, 无疑为这种高精度零部件的修复工作提供新的研究思路。
已有研究表明, 激光熔覆过程中, 在高能量密度的连续、集中冲击下, 再加上熔覆粉末与基体材料热物性方面差异等方面的影响下, 在工件内部必然产生一定的应力场, 在其作用下工件会出现一定程度的变形[3]。对于一些精密度要求不高的零部件来说, 这样的变形可以不需要控制, 但是对于作为汽轮机滑油泵转子的齿轮轴来说, 在对其轴的径向跳动量要求十分严格的情况下就必须对其变形进行严格的控制。
本研究通过数值计算的方法, 分析在齿轮轴齿面激光熔覆中轴变形与熔覆工艺之间的规律, 借此对实际齿面的激光熔覆修复工作起到指导作用。
1 研究对象
本研究选取的齿轮轴的基本尺寸参数如表1所示。
该齿轮轴的材料为34Cr Ni3Mo钢, 所选择的激光熔覆粉末材料为Ni60合金粉末。由于在实际工作中, 齿轮最容易磨损的部位在于齿的侧面, 因此本研究主要考虑在齿面进行激光熔覆的过程, 其工艺实施的基本过程如图1所示。
为了得到齿轮轴激光熔覆中轴变形的变化规律, 本研究采取的计算方法是:由齿轮轴齿面的激光熔覆开始直至完全冷却至室温这整个过程, 利用有限元计算软件ANSYS, 对其应力场、位移等分布及变化进行计算, 考查其轴的径向变形量与熔覆工艺之间的关系。
2 齿轮轴激光熔覆应力场有限元模型的建立
利用ANSYS软件计算应力场通常有两种方法[4]:直接法和间接法。本研究计算方法采取的是间接法, 首先需要计算齿面激光熔覆中温度场的分布状态, 再将温度场结果作为载荷, 再次计算后得到其应力场的变化情况。
2.1 几何模型及网格划分
为了建立齿轮轴激光熔覆的几何模型, 必须首先考虑激光熔覆层的引入方式以及具体形态。结合实际条件以及计算分析的需要, 本研究假设熔覆层合金事先预置在基体上, 基体材料与预置的熔覆层合金之间始终为冶金结合, 忽略二者之间的热阻。在熔覆层的形态处理方面, 假设其为一厚度均匀的薄层, 表面形态与齿轮的渐开线齿面一致, 厚度为0.8 mm, 该计算中首先讨论对4个齿面的同侧进行连续激光熔覆时轴的变形规律, 由此建立的齿轮轴激光熔覆几何模型如图2所示。
由于在齿面激光熔覆过程中, 其热影响区较小, 温度场的变化主要集中在熔覆层以及齿上, 因此, 从提高计算效率的角度考虑, 在划分网格时对这些部位应采取网格加密处理, 而对轴的网格划分则相对稀疏。由于首先需要计算得到温度场的结果, 因此本研究采取六面体单元Solid70对齿轮轴以及熔覆层进行网格划分, 计算应力场时, 将其转换为结构单元即可。
网格划分结果如图3所示。
2.2 热源模型及控制方程
本研究数值计算中温度场控制方程采用Fourier导热微分方程:
式中:ρ—密度, kg/m3;Cp—比热, J·kg-1·K-1;k—导热系数, W·m-1·K-1;Qˉ—内热源强度 (包括激光施加的热量以及相变四方的热量) ;T—温度;t—时间。
Cp、k都是随温度变化而变化。
移动的热源加载作为边界条件引入, 热流边界随光斑的移动而变化, 是活动边界。移动热流的注入可离散为脉冲热源, 其热流密度呈高斯分布[5], 在笛卡尔坐标系上的表达式为:
式中:q0—热源的有效热功率, a—表明热源集中程度的系数 (高斯分布曲线的宽度) , r—热源内某点与热源中心的距离。
2.3 边界条件的处理
激光熔覆本身就是一个复杂过程, 涉及到物理、化学、流体力学等众多领域, 尤其是与相对复杂的齿轮轴结合起来后, 其复杂程度更是不言而喻。结合计算分析的需要, 本研究采取的主要方法是[6]:对焊接过程中熔化和凝固过程中的相变问题进行分析时, 需要考虑用随温度变化的焓值来代替潜热的吸收和释放[7], 焓值的变化ΔH可以描述为密度r、比热Cp和温度T的函数, 具体可表达为:
而基体及熔覆层材料的热物性参数均为温度的函数, 试样初始温度为室温 (20℃) 。
在边界条件方面, 计算时不考虑基体与实验台之间的热传导, 基体与熔覆层的所有外边界仅与空气发生对流换热, 将辐射换热的影响耦合到对流换热中而不作单独考虑, 即:
式中:Ta—环境温度;Ts—工件表面温度;nx, ny, nz—边界外法线的方向余弦;β—折算后的表面总换热系数。
在计算应力场的过程中, 考虑到夹具对于工件的影响, 假设齿轮轴的两端在轴向不发生位移, 即Uz=0。计算时应用ANSYS的热-结构耦合技术, 温度场计算后, 重新进入前处理, 用“etchg, tts”命令将热分析单元转换为相对应的结构单元, 设定结构的力学边界条件后, 将各节点的温度通过“ldread”命令读入, 重新求解, 即可得到所需要的应力、应变、位移等结果。
3 齿轮轴变形的计算结果与分析
单个齿面的表面宽度约为4 mm, 整个熔覆层采取一次扫描完成。计算中采用的激光熔覆参数为:激光功率P=1 500 W, 移动速度v=8 mm/s, 光斑直径D=4 mm。4次扫描完成后齿轮轴的总变形情况如图4 (a) 所示。
观察结果可以发现, 在对4个齿面同侧进行连续激光熔覆的情况下, 在激光能量大量、集中地连续冲击下, 在工件内部将产生极大的温度梯度, 再加上熔覆材料材料与基体之间的热物性差异等因素, 经过4次激光扫描后, 齿轮两侧的轴在热应力作用下都发生了比较明显的变形现象, 尤其是在靠近端部的位置, 其变形量被进一步放大, 导致变形的问题更加突出。
为了具体考查轴部分的具体变形情况, 可单独取出图中齿轮右侧轴的变形云图, 如图4 (b) 所示。
为了更好地观察每一次扫描对轴变形的影响, 本研究在分析过程中, 对齿轮右侧轴的变形进行了详细讨论。由于本研究计算中齿轮轴的轴向为Z轴方向, 在不考虑其变形方向的情况下, 可通过对其在X轴方向的变形量ΔX及Y轴方向的变形量ΔY进行分析, 达到考查径向变形量Δr的目的, Δr可具体表示为:
以齿轮右侧轴的中心线为具体考查目标, 通过ANSYS提取其在X轴和Y轴方向的变形分量, 将其在4次扫描中径向的变形量绘成曲线, 如图5所示。
从图5中可以看到, 随着扫描次数的增加, 齿轮轴的总变形量将不断增加。而在实际熔覆过程中, 由于激光扫描的位置变化, 轴的变形方向也不断变化, 从而导致轴的变形将不断加剧且变形方向也将难以控制。因此, 在实际熔覆过程中, 必须采取合理的工艺手段对其变形进行控制。
在对某一个齿面进行熔覆时, 在激光热量的不断输入和冲击下, 整个齿轮轴将产生一种类似于杆类部件在力冲击下发生的扰动变形效果。根据轴的径向变形量变化趋势, 笔者认为, 在完成一个齿面的熔覆后, 可将齿轮轴转过180°, 在其对称位置进行下一次熔覆, 使第2次熔覆对前一次熔覆产生的变形产生一定的补偿和抵消的作用, 应该可以在一定程度上起到控制轴变形的效果。若将之前的熔覆工艺称为顺序熔覆, 则新的工艺可称为对称熔覆。
为考查对称熔覆工艺对于轴变形的控制效果, 可对采取该熔覆工艺后的轴变形量进行计算。仍是针对4次扫描的情况, 激光参数与顺序熔覆时一致, 只是熔覆顺序发生了改变, 假设第一次扫描的齿位于α°, 则对称熔覆的顺序为“α°→ (α+180) °→ (α+90) °→ (α+270) °”。
计算结束后仍取出齿轮右侧轴心的径向位移量, 所绘成的曲线如图6所示。
观察计算结果发现, 4次扫描过程中, 每实施一次对称扫描, 轴的径向变形量均有明显减小, 需要指出的是, 第3次扫描后的轴变形量要小于第1次扫描产生的变形量, 说明在 (α+90) °位置进行的扫描, 仍可在一定程度上与前两次扫描后的剩余变形量进行抵消, 可见, 对称熔覆工艺对于轴径向变形的控制作用十分明显。
4 齿轮轴径向变形的实验研究
为了更好地考查对称熔覆工艺对于齿轮轴径向变形的控制作用, 本研究通过试验对两种熔覆工艺条件下轴径向变形的规律进行了试验和测量。试验中分别采取顺序熔覆和对称熔覆工艺对齿轮轴上所有齿的同侧进行了熔覆, 试验所用的激光器为2 k W CO2激光器, 熔覆粉末为Ni60合金粉末, 采用的激光参数为:激光功率P=1 200 W, 移动速度v=4 mm/s, 光斑直径D=4 mm, 送粉率6 g/min。
由于不能预先知道齿轮轴的偏心变形方向, 在对轴的径向变形测量方面, 本研究设计的方案是:测量齿轮轴沿X轴、Y轴、-X轴和-Y轴的偏心量ΔX、ΔY、-ΔX和-ΔY, 然后根据计算确定坐标系4个象限下可能发生的偏心跳动Δr, 计算公式如下:
第一象限: (Δr) 2= (ΔX) 2+ (ΔY) 2;
第二象限: (Δr) 2= (ΔX) 2+ (-ΔY) 2;
第三象限: (Δr) 2= (-ΔX) 2+ (-ΔY) 2;
第四象限: (Δr) 2= (-ΔX) 2+ (ΔY) 2。
具体操作方法是:在齿轮跳动仪上将千分表固定, 位于接近齿轮轴端面位置, 然后移动跳动仪滑台, 使触头沿轴向方向测量至齿轮轴齿轮位置, 记录千分表最大值和最小值, 其差值为齿轮轴径向跳动 (ΔX) ;旋转齿轮轴90°同上方法测量齿轮轴径向跳动 (ΔY) ;再旋转90° (相对原始位置累计旋转180°) 测得 (-ΔX) , 再旋转90° (相对原始位置累计旋转270°) 测得 (-ΔY) 。
测量齿轮轴端部在4个象限的偏心跳动量以及计算的可能偏心值结果如表2、表3所示。
从测量结果看, 在不采取任何保护措施的情况下, 通过采取对称熔覆工艺可有效减小轴的径向跳动量, 其最大值只有不到顺序熔覆时的1/3。显然, 采取对称熔覆工艺, 对于控制齿轮轴这种轴类零部件在激光熔覆修复过程中的变形是十分有益的。
5 结束语
笔者建立了齿轮轴齿面激光熔覆过程中的应力场数值计算模型, 利用有限元计算分析软件, 对激光熔覆过程中齿轮轴的径向变形量进行了数值分析。计算结果表明, 在采取顺序熔覆的工艺条件下, 齿轮轴的变形将无法避免, 且变形量随着扫描次数的增加而加剧, 若无其他控制措施, 则必然导致其形变超出允许范围。
本研究对对称熔覆工艺条件下齿面激光熔覆的轴变形进行了数值计算, 其结果表明, 该工艺可对激光熔覆过程中轴的径向变形产生一定的补偿和抵消效果, 对于控制齿轮轴形变是有益的。
笔者在试验中对实施了两种熔覆工艺后轴的径向变形分别进行了测量。试验结果表明, 采取对称熔覆工艺后, 其径向跳动量不及顺序熔覆工艺条件下的1/3, 说明该工艺具有较好的控制齿轮轴形变的作用。
对称熔覆工艺对于轴的变形作用比较明显, 可推广应用于其他轴类零部件的激光熔覆修复工作。
参考文献
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减速箱齿轮轴断裂原因分析 篇5
某德国进口钢板卷材校平设备减速箱在使用较短时间后中间输出轴不转动,检查减速齿轮箱显示输入轴转动但是输出中间轴不转动,拆检齿轮箱后发现齿轮轴断裂,部分传动齿碎裂。由于齿轮轴断裂过程中,设备电机一直运转,所以齿轮轴断裂端面磨损严重,如图1所示。
2系统性分析
2.1常规分析
引起齿轮碎裂和轴断裂的常见原因有齿轮及轴设计不合理、强度不够、加工质量存在缺陷、材料选用不当或热处理质量不合格等,一般情况下齿轮碎裂后不会引起轴断裂,而如果轴断裂后,齿轮传动失去束缚,往往导致齿轮碎裂,所以初步判轴因某种原因先发生断裂,轴断裂后齿轮传动一端失去束缚,传动过程中发生跳动磕打导致齿轮碎裂。
2.2逐项排查
(1)设计因素。该产品是成熟设计,之前未发生过类似问题,且厂内相同产品在使用5年内没有发生过类似故障,排除设计缺陷问题。
(2)加工精度。对齿形、齿侧间隙等进行测量,测量结果显示齿轮加工精度满足标准要求。
(3)润滑质量。对齿轮箱内润滑油进行油质检测,除油质内含有齿轮碎裂金属物质外,油质符合标准要求。
(4)装配质量。拆除齿轮箱输入、输出联轴节,对齿轮输入、输出轴进行手盘检验,齿轮转动平滑,无任何滞涩现象,排除齿轮箱因装配精度、轴承等问题发生齿轮断裂。
(5)金相检查。测量齿轮表面、心部硬度并进行金相分析,排除热处理质量问题导致齿轮碎裂。
(6)驱动皮带张力检查。发现皮带安装过紧,皮带张力超过安装要求。
2.3小结
通过排查分析,可以确认减速箱故障主要是因为传动轴断裂,传动轴断裂后导致齿轮轴一侧失去束缚,在皮带胀紧力过大的影响下,齿轮轴发生跳动磕打,造成齿轮碎裂(图2)。
3齿轮轴断裂原因
根据图3进行5Y分析,对引起传动轴断裂的原因逐项排查。
(1)强度统计。对生产的所有产品进行数据统计,查看是否有超出设备能力的产品,统计结果见图4。统计结果显示,所有产品平均屈服强度在347 MPa,在所有118个产品中仅有1个产品屈服强度达到590 MPa,与设备允许的最大屈服强度相同。可以排除产品原因导致设备超载使齿轮轴断裂。
(2)皮带张紧力。虽然皮带张紧力超出允许值,但皮带张紧力主要由轴承支承受力,齿轮轴断轴部位在两支承轴承内,可以排除皮带张紧力因素,见图2。
(3)设计原因。企业共计采购同类设备6台,设计相同,其它设备使用状态均良好,可以排除设计因素。
(4)装配质量。拆解设备后,对齿轮装配间隙、轴承等进行检测,均符合标准要求,且手动传动齿轮箱内输入轴,各齿轮转动平稳,无卡滞、异响等异常现象,可以排除装配质量因素。
(5)断口分析。对断裂的齿轮轴进行断口分析检测、金相分析和洛氏硬度检测。试验依据:GB/T 17359-2012微束分析能谱法定量分析,GB/T 13298-1991金属显微组织检验方法,GB/T 230.1-2009金属材料洛氏硬度试验。
①断口低倍照片及断裂源区位置见图5,断口呈扭转断裂特征,低倍下疲劳贝纹线清晰可见,断口磨损较严重,高倍下无法观察(图6)。
②对断口试样进行金相分析,表面组织为针状马氏体+少量残余奥氏体(图7),心部组织为马氏体+铁素体+少量珠光体(图8)。
根据产品工艺要求齿轮轴调质处理后进行表面淬火,齿轮轴表面组织为针状马氏体+少量残余奥氏符合标准要求,但是其心部组织为马氏体+铁素体+少量珠光体,齿轮轴调质处理后心部组织必然有索式体存在,所以判定该齿轮轴在热处理过程中未做调质处理,直接进行表面淬火,导致齿轮轴韧性降低,强度没有达到设计要求。
③表面硬度HRC 51.9(51.2,52.2,52.1),符合产品表面淬火工艺要求。
④对齿轮轴取样进行化学成分分析,检测结果表明,该轴的化学成份符合GB/T 3077-1999标准中的对20Cr Mo的技术要求,如表1所示。说明齿轮轴的材料符合规定。
4结论
通过以上分析可以确定,该齿轮轴设计、材料、装配没有问题,断裂原因为齿轮轴未按照工艺要求进行调质处理,心部强韧性未到达设计要求,导致齿轮轴疲劳断裂,齿轮轴断裂后,因皮带张力过大,断裂后的齿轮轴一段失去束缚,齿轮发生跳动磕打,导致齿轮碎裂。
摘要：分析钢板卷材校平设备减速箱齿轮碎裂和轴断裂原因,通过5Y对可能引起齿轮轴断裂的原因进行逐项排查,给出齿轮轴断裂原因为表面处理前未做调质处理,心部强韧性未到达设计要求。
关键词：5Y,齿轮轴,失效分析,疲劳断裂
参考文献
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空心傍轴高斯光束的传输特性 篇6
1 空心高斯光束经傍轴ABCD光学系统的传输
在坐标系中,z轴为光束传播方向。空心高斯光束在z=0处的光场分布定义成如下形式
式中,n为空心高斯光束的阶数;G0为一常数。当n=0时,式(1)就退化到一般光斑半径为ω0的高斯光束。
在傍轴近似下,任何光束通过傍轴光学系统传输满足柯林斯公式,在柱坐标下,柯林斯公式可以表述为
式中,k=2πPλ为波数;λ为光波长;A、B、C、D为傍轴光学系统的变换矩阵元。
把式(1)中的En(r,0)当作E0(r',0)代入式(2),并运用积分公式得
则式(2)可化为
再用积分公式,其中,Lnv为拉盖尔多项式,积分后,得到
式(5)就是空心高斯光束通过傍轴光学系统的传输和变换公式,它可以很方便地研究分析空心光束经过傍轴光学系统的传输变换特性。
下面计算分析空心高斯光束在自由空间中的传输特性。自由空间的传输变换矩阵元为
将式(5)代入式(6),可以计算得到空心高斯光束在自由空间中传输时,不同传输距离处的归一化三维强度分布图以及相应的等高线图。
2 仿真及分析
根据理论部分推导出的空心高斯光束的传导特性方程式,可以得到高斯光束的阶数n和沿傍轴的传输距离z是控制空心光束中心暗斑尺寸和亮环半径的主要参数。
2.1 对参数n进行调节
如图1所示,仿真中取ω0=1 mm,n=0、3、6、9时空心高斯光束在自由空间中传输时不同传输距离处的归一化三维强度分布图以及相应的轮廓图。当n=0时,空心高斯光束的光强分布基本和光腰为ω0的高斯光束分布相同。这和理论上推导的基本一致。随着n的增大,高斯光束逐渐变为空心高斯光束,且中心暗斑和亮环的半径也相应增加。
2.2 对参数z进行调节
如图2所示,仿真中取λ=1 064 nm;ω0=1 mm;n=10;z=0、5、10、20时空心高斯光束在自由空间中传输时不同传输距离处的归一化三维强度分布图以及相应的轮廓图。仿真数据如表1所示。
空心高斯光束在近场有很好的传输稳定性,当传输距离z增大时,空心高斯光束的光斑发散的同时,黑斑面积占总光斑面积的比率减小,而在远场“黑心”区域消失了,此时轴上的光强变为最大。
2.3 存在的问题
最主要是在远场时,也即是z超过了15 m(误差范围是5 m)时,照理论计算,应该中心光斑外围还有几个衍射产生的能量光圈,并且这些光圈会随着半径r的增大会变得越来越窄,能量也变得越来越弱;但在用Matlab模拟时,只出现了中心亮的光斑,没有出现外围衍射光圈。在公式推导和程序编写上做了详细的检查,但没发现错误。可能的原因:Matlab在做模拟时,会把编写进去的公式做了近似替换,最终导致衍射效果没有出现。
3 结论
通过柯林斯公式得到了空心光束通过傍轴光学系统的传输变换式,计算分析了其在自由空间传输的光强分布特性。利用Matlab模拟了传输方程。模拟结果和理论可以较好地吻合。最后得到控制空心高斯光束主要是由高斯光束的阶数n和传输距离z这2个参数决定的。并得到结论:(1)当光腰ω0为一常量时,当阶数空心高斯光束n变大时,空心光束的亮环半径增大,黑斑区域面积增大。(2)取λ=1 064 nm,ω0=1 mm,n=10的情况下,空心高斯光束在近场有很好的传输稳定性,当传输距离z增大时,空心高斯光束的光斑发散同时黑斑面积占总光斑面积的比率减小,而在远场“黑心”区域消失了,此时轴上的光强变为最大。
参考文献
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