从动齿轮（通用4篇）
从动齿轮 篇1
1 断口宏观分析
如图1, 从动齿轮在台架试验中发生了早期的疲劳开裂问题。该齿轮开裂的特征是齿毂的开裂, 性质为疲劳开裂;齿毂总体上沿着齿根开裂, 导致齿轮缺失一段。
该齿轮总成的结构特征为, 从动齿轮为薄壁毂结构, 齿轮与同步器接合齿采用电子束焊接工艺焊接在一起 (图2) , 其中焊缝熔深要求不低于5.0 mm。工作中, 从动齿轮通过同步器接合齿连接同步器, 将扭矩传递给输出轴。
从同步器接合齿焊缝一侧 (图3) 观察开裂, 可见如下情况:
a.焊缝周圈大部分已经开裂, 左上侧圈定的甩出“油渍”也是焊缝开裂挤压润滑油变质的结果;
b.下侧圈定部分齿毂和同步器接合齿边缘均有较为复杂的疲劳开裂, 该区域也应是由焊缝的开裂向齿毂和同步器接合齿疲劳开裂转换的部位, 均带有扭转疲劳开裂的性质。
齿毂的疲劳断口裂纹源来自于焊缝区域, 如图4。
将该焊接总成切开后, 可见齿轮与同步器接合齿的焊接连接已经有大部分脱开, 如图5。
图6为齿轮焊接总成焊缝疲劳开裂裂纹的位置和形态。经测量, 实际的焊缝熔深为2�3 mm。
同步器接合齿一侧的断口显示焊缝的疲劳区沿焊缝展开, 疲劳源起始于焊缝的边缘, 并向上部的焊缝及基体方向扩展 (图7) 。图7下部未焊接过盈接合面上可见有明显的微动磨损及粘着磨损, 这也说明了焊缝开裂后的相对运动情况。疲劳源区放大后的断口如图8, 可见疲劳源的棘轮状多源性特性, 而且带有扭转正应力开裂的特性。
在齿轮一侧的焊缝疲劳断口碾压损伤较重, 但也可以看到疲劳裂纹源均起源于一系列的焊接区域前沿电子束高温烧蚀的孔洞之处, 这些孔洞位于齿轮接合面的基体上 (图9) 。
2 理化检验结果
齿轮表面硬度为705 HV1, 心部硬度为395HV30, 有效硬化层深CHD550HV1为0.69 mm, 表面金相组织为针状马氏体加残余奥氏体2级, 碳化物1级 (图10) 。
3 结论
a.该从动齿轮的内在质量符合技术条件要求。
b.该齿轮总成的开裂性质为疲劳开裂。疲劳开裂起源于电子束焊接焊缝的边缘, 为多源性扭转正应力疲劳开裂, 并最终导致齿轮轮毂的疲劳开裂。
c.焊缝的熔深不足是导致从动齿轮疲劳开裂的主要原因。而焊缝熔深的不足则与焊接过程中电子束倾斜偏离接合缝有关。
d.电子束的偏离不但导致焊缝熔深的不足, 同时在焊缝前端齿轮基体边缘处产生了大量的孔洞, 这些孔洞在实际工作中引起的应力集中效应, 对疲劳开裂亦有影响。
摘要：为确定某轻型变速器从动齿轮早期疲劳开裂的原因, 对开裂齿轮进行了断口宏观分析、焊缝熔深的测量、金相组织和硬度检验。在理化试验的基础上, 结合微观断口形貌和断裂机制对从动齿轮疲劳开裂的原因进行了分析。结果表明, 疲劳开裂起源于电子束焊接焊缝的边缘, 为多源性扭转正应力疲劳开裂, 后续转化成为齿轮轮毂的疲劳开裂;导致疲劳开裂的原因是焊缝的熔深不足, 而焊缝熔深不足则与电子束倾斜偏离接合缝有关。
关键词：变速器,齿轮,失效特征,断口形貌
电力机车从动齿轮裂损原因分析 篇2
1 现场检查情况
以上所述各车型从动齿轮属于齿圈和齿轮芯组合结构, 裂纹多位于轮对侧, 图1为某SS3型机车齿圈断裂崩箍故障现场。该机车在运用途中发生齿圈崩箍现象。自断裂处开始, 连续17个齿打齿, 其他完好齿面有不同程度裂纹扩展, 长度沿齿长方向约40 mm, 自齿面中部向下延伸到齿根。
电力机车从动齿轮, 轮心材质为ZG25Ⅱ (ZG230-450) ;齿圈材质为42 Cr Mo, 表面中频感应淬火, 淬硬层深度要求1~3 mm, 轮齿表面硬度要求HRC 52~58, 心部要求调质处理, 硬度HB241~295。为了深入分析齿部疲劳裂纹产生的原因, 对断裂的轮齿进行取样分析。
2 理化检验分析
1) 化学成分。在断裂齿圈上取样分析, 分析结果显示C, Si, Mn, P, S, Cu, Cr, Mo等化学成分符合GB 3077—1999的要求, 个别齿心部组织存在较大的夹杂物。
2) 硬度检测。心部硬度检测HB 266, 满足要求。齿面硬度在HRC 42~54之间, 硬度平均值为HRC 49.4, 淬硬层硬度分布不均匀, 齿根部硬度不符合要求, 存在淬火软区。
3) 淬硬层深度。同一轮齿经线切割解剖为三部分, 分别进行淬硬层检验, 齿中部的淬硬层深度2~3.5 mm, 且整体较为完整, 见图2。对齿轮靠近车轮一侧的淬硬层进行检验, 淬硬层不够完整, 有个别地方没有淬硬层, 见图3。
3 断口分析
齿轮在运行中出现多处疲劳裂纹, 其中裂纹发展最快导致断裂的断口情况见第91页图4。通过对断口的分析可以看出, 裂纹均起源于齿轮表面, 作用力低于材料屈服强度, 无明显的冲击载荷存在的迹象, 表面无严重的烧伤和腐蚀。其中A区为裂纹源区, 有磨损和变形;B区为疲劳裂纹扩展区, 贝壳状纹理线十分清晰, 且扩展得较为充分;C区为瞬时破断区, 有明显的放射状条纹, 且纹路较粗。除了局部地方外, 断口整体无宏观塑性变形。
4 失效原因分析
4.1 主从动齿轮啮合的影响
主动齿轮采用单侧全削边齿向修形, 从啮合示意图分析可知, 齿轮轮对一侧承载较高, 容易因偏载导致疲劳, 见图5。根据斜齿轮工作原理, 啮合从齿顶开始到齿根逐渐增加到逐渐减少, 其在齿顶和齿根部产生的载荷较为集中。从动齿轮的疲劳裂纹多处于这两个部位, 与SS3型机车从动齿轮受力特点十分一致[1]。
4.2 齿面热处理的影响
根据TB/T 2568—1995机车牵引齿轮齿廓感应强化技术条件中规定, 从动齿轮有效齿宽硬化区应不小于齿宽的80%, 齿宽两端各10%齿宽范围不作检查。齿轮表面靠近车轮一侧淬硬层不完整, 是由于感应线圈运行不到位, 或者有偏角, 致使齿轮表面靠车轮一侧某些部位没有淬到火[2]。
由于从动齿轮两侧端部存在着淬火软区, 而且主从动齿轮啮合时, 会在轮对侧产生应力集中, 很容易造成轮齿启动时端面偏载。在循环载荷的作用下, 齿轮表面萌生了疲劳裂纹源, 在应力的作用下, 裂纹沿应力最大的方向扩展, 较大夹杂物的存在和心部组织不良加快了疲劳裂纹的扩展速度, 当裂纹扩展到不足以支持外力时, 发生瞬时断裂, 产生打齿现象。
断齿脱离齿圈后, 齿圈表面形成不规则的粗糙表面, 在齿圈表面留下尖锐凹槽缺陷。当主动齿轮在此处频繁经过时, 缺口处应力集中非常严重, 最终造成齿圈断裂。断裂的齿圈在轮芯上滑动, 断茬在轮芯表面留下大量密集的啃伤痕迹。
4.3 过盈装配的影响
据计算, 设计最大过盈量在齿根部最大等效应力达388 MPa, 接近齿圈疲劳强度的70%, 是实际工作应力的两倍。再加上齿轮工作时轮齿啮合对齿根部的弯曲应力, 两种载荷叠加后产生的应力总和接近齿圈材料的疲劳强度, 使得从动齿轮的可靠性受到很大影响。
5 改进措施
1) 采用新型分体式齿轮。新型分体式从动齿轮及主动齿轮 (QYSJ35, 36, 37, 38系列) 均采用双侧齿向、齿廓修形, 使轮齿靠近两端面处更加平滑, 保证齿轮的啮合点集中在齿宽的中部, 在一定程度上, 可以避免齿轮两端偏载及齿部淬火软区存在而产生疲劳裂纹[1]。
2) 改进齿轮热处理方式。为防止从动齿轮轮齿两端淬火软区的存在, 合理制定单齿中频感应淬火工艺。理想的状态是沿全齿廓全齿宽获得均匀的硬化层, 这样既提高了齿轮的弯曲及接触疲劳强度, 也延长了使用寿命。
3) 采用新式整体齿轮。最新研制的新型整体齿轮, 避免了过盈装配带来的齿轮根部较大的拉应力, 提高齿轮根部承载能力两倍以上, 从根本上解决了齿轮根部拉应力大的问题, 提高了齿轮承载能力, 可靠性高, 适合于重载线路运用。
4) 采用合适的润滑脂。从动齿轮与主动齿轮的润滑, 采用油脂润滑。在冬季和夏季应按不同的环境温度条件, 及时更换不同种类的润滑脂。防止因齿面润滑不良产生磨损过度、黏连、过烧等现象, 避免引发齿面疲劳裂纹的产生。
参考文献
[1]刘忠伟, 戴如勇.SS4G型机车从动齿轮齿根惯性裂纹分析[J].机车车辆工艺, 2009 (3) :15.
后桥从动锥齿轮的亚温压床淬火 篇3
后桥从动锥齿轮 (结构如图1) 材料为20Cr Mn Ti H3。该齿轮技术要求为渗碳有效硬化层深度1.2~1.6 mm, 表面硬度58~64 HRC, 齿心部硬度30~45 HRC;端面平面度内缘≤0.20 mm、外缘≤0.10 mm;内孔圆度≤0.15 mm。正常热处理工艺是在连续渗碳炉按预氧化→加热→渗碳→扩散→降温→均温工艺流程处理后出炉直接上格里森压床淬火。实际生产中有一批产品按此常规工艺压床淬火后发现端面平面度严重超差, 虽采取了调整各项压淬参数、降低淬火温度等现场临时应急措施, 但效果都不理想, 端面翘曲变形很不稳定, 端面内缘平面度最大达到0.35 mm、外缘平面度最大达0.30 mm左右, 最后只好将连续渗碳炉内及本批所有后桥从动锥齿轮渗碳空冷。
该零件所用材料主要成分和淬透性如表1所示, 钢的淬透性已超过标准上限要求。将渗碳降温至850℃直接压床淬火的后桥从动锥齿轮解剖, 按QC/T 262—1999《汽车渗碳齿轮金相检验》标准分析, 齿轮的金相组织、有效硬化层深度、表面硬度、心部硬度都符合标准和图纸技术要求, 但心部硬度已达到图纸要求的上限。
由图1可见, 后桥从动锥齿轮结构不规则、截面几何尺寸变化大, 淬火冷却过程中各部位温差大, 易产生大的热应力, 同时组织转变的不同时性又易产生较大的组织应力, 两种应力的综合作用引起端面翘曲变形, 但分析认为该零件端面的翘曲变形主要还是因为材料淬透性高、淬火冷却过程中应力过大所致。据资料介绍, 渗碳后采用亚温淬火, 尤其是渗碳空冷或渗碳中间冷却后再加热到较低温度淬火, 可明显减小齿轮的变形。该批产品已渗碳空冷, 亚温加热、压床淬火工艺无疑是最佳选择。
2 渗碳空冷后亚温压床淬火试验工艺及结果
20Cr Mn Ti钢的临界点Ac 3为843℃, 亚温压床淬火加热温度选择略低于Ac3的830℃、加热时间分别定为50、60、80 min进行工艺试验。将已经渗碳空冷的后桥从动锥齿轮单层平放到箱式炉中, 通入Rx和丙烷气氛保护以免表面产生贫脱碳, 出炉后迅速放到格里森压床上加压淬火, 经清洗、180℃回火、抛丸后进行检测, 结果如表2。其中, 加热时间为60、80 min的产品显微组织和硬度完全符合图纸和技术标准要求, 说明加热时间在60~8 0 m i n对组织无大的影响。在此加热时间范围内压床淬火的后桥从动锥齿轮端面平面度和内孔圆度检验结果列在表3中, 结果表明采用渗碳空冷再亚温压床淬火工艺, 端面翘曲变形的控制效果很明显, 完全满足图纸和工艺规定。因此, 决定该批锥齿轮压床淬火加热温度为830℃, 加热时间定为60 min。
3 分析和讨论
渗碳后的亚温淬火有两种方式, 一种是渗碳后降温至两相区直接淬火, 另一种是渗碳空冷或中冷后再加热到两相区淬火。该产品最初就是采用渗碳后降温至790℃直接压床淬火, 因端面翘曲变形仍无法控制才不得已改为空冷后再亚温加热压床淬火的。
低碳合金钢工件经渗碳后变为复合材料, 表面为高碳合金钢, 心部是低碳合金钢。按常规加热规范, 齿轮心部加热温度应为8 7 0~8 9 0℃, 渗碳层加热温度为745~765℃, 根据20Cr Mn Ti钢的临界温度, 选择略低于Ac3的830℃作为亚温压床淬火加热温度, 对渗碳后的从动锥齿轮而言只是轮齿心部处在两相区, 而齿表面渗碳层仍处于完全奥氏体化状态。由于采用亚温压床淬火降低了渗碳层奥氏体含碳量, 减少了残留奥氏体量, 马氏体细小、残余应力分布较为合理, 有利于提高齿面的接触疲劳强度。在保证心部硬度的前提下, 4级左右的铁素体含量不会对力学性能有大的降低。
3.1 渗碳空冷后亚温压床淬火对变形的影响
如前所述, 引起后桥从动锥齿轮变形的主要原因是热应力和组织应力, 就该产品而言主要原因是材料淬透性偏高引起的相变应力过大。亚温加热压床淬火能有效控制端面翘曲变形, 主要是由于亚温压床淬火后桥从动锥齿轮心部处于两相区加热, 所得奥氏体量较常规完全奥氏体化的少, 又有比容比马氏体小的铁素体存在, 减小了淬火冷却中奥氏体转变为马氏体所产生的组织应力;铁素体是韧性相, 铁素体的分散存在, 能起到一种松弛相变应力的作用;此外后桥从动锥齿轮加热温度低于常规热处理加热温度, 表里温差较小, 与淬火油之间的温差也相应减小, 因而造成畸变的热应力减小;同时铁素体的导热系数远大于马氏体和奥氏体的导热系数, 铁素体的存在也减小淬火冷却时的热应力。从而, 减小了从动锥齿轮压床淬火后的端面畸变。
3.2 渗碳降温直接亚温压床淬火对变形的影响
2 0 C r M n Ti钢的临界点Ar 3为795℃, 选择渗碳后降温到790℃直接亚温压床淬火, 端面平面度仍有相当部分处于失控状态且变化无规律, 有时是内缘超差, 有时是外缘不合格, 要不就是内外缘有一小段平面度内、外都在0.2~0.3 mm, 远没有渗碳空冷再加热到830℃亚温压床淬火效果明显。这主要是因为该产品端面畸变是由材料淬透性高引起的, 降低到790℃淬火虽然减小了冷却过程中的热应力, 但采用炉冷降温, 冷速缓慢, 铁素体沿原奥氏体晶界析出或在奥氏体晶内成堆析出, 其较粗大且分布不均匀, 致使淬火冷却过程中相变应力分布不均匀, 从而导致端面翘曲变形不稳定。
3.3 亚温压床淬火存在的问题
虽然采用渗碳空冷、亚温压床淬火工艺能有效地控制后桥从动锥齿轮的端面翘曲变形, 但在批量生产过程中推广应用到其他从动锥齿轮上时应注意加热温度的选择和保温时间的控制等问题。因为每批后桥从动锥齿轮所用材料, 即使同批材料也存在着不同炉号的问题, 成分有波动, 因而临界点有高有低;产品截面厚度不同, 所需加热时间会不一样, 易导致加热温度低、加热时间不足而心部铁素体过多的问题;淬火加热时炉膛存在着一定的温差;从加热炉到压床压淬的时间控制不严, 会出现表面非马氏体组织降低力学性能的问题。这些客观因素造成批量生产时, 亚温压床淬火质量难以控制, 致使利用铁素体韧性相控制从动锥齿轮端面翘曲的效果波动较大, 直接影响了亚温压床淬火工艺在从动锥齿轮上的推广应用。
4 结论
后桥从动锥齿轮渗碳后降温至850℃空冷, 再加热到830℃压床淬火, 显微组织符合QC/T 262—1 9 9 9《汽车渗碳齿轮金相检验》标准要求, 表面硬度和齿心部硬度分别可以达到58~64 HRC和30~45HRC, 端面平面度内缘≤0.20 mm、外缘≤0.10 mm, 内孔畸变满足工艺规定。
从动齿轮 篇4
1 试验的设备和材料
1.1 设备
(1) 利用等温正火线进行后桥从动锥齿轮齿坯等温正火工艺研究。
(2) 利用双排连续渗碳线进行后桥从动锥齿轮渗碳淬火工艺研究。该设备由加热、透烧、渗碳、扩散和淬火5个区组成, 并可实现碳势、温度和运行程序的自动化控制。
(3) 通过正交试验法采集和分析数据, 采用3因子2水平全因子试验设计, 共需进行8组试验, 每组试验的零件数量为120件。
1.2 试验材料及其技术要求
(1) 从动锥齿轮材料:20CrMnTi。
(2) 等温正火组织技术要求:晶粒度≥6级, 带状组织≤2级, 硬度要求160～185HB, 金相组织≤4级。
(3) 渗碳淬火技术要求:硬化层深1.5～1.9 mm, M+A’≤4级, 碳化物≤4级, 表面硬度58～63HRC, 心部硬度320～450HV30。
(4) 平面度技术要求:外平面≤0.06 mm, 内平面≤0.10 mm。
2 试验过程
2.1 等温正火工艺对从动锥齿轮变形的影响
2.1.1 正火工艺及检验结果
齿轮齿坯显微组织的均匀性和稳定性对齿轮最终的热处理平面度变形影响很大。等温正火可以使齿坯获得较好的切削性能, 同时保证齿坯具有均匀一致的组织结构, 减少齿轮渗碳淬火后因组织转变而产生的不规则变形。具体的正火工艺见表1。
从动锥齿轮齿坯在加热炉内930℃保温4 h、快冷7 min, 推入等温炉内650℃保温4 h进行等温转变, 然后出炉空冷至室温。切检零件, 检验结果见图1。未经等温正火齿坯的金相组织为5级珠光体+铁素体, 硬度为163HB;经等温正火齿坯的金相组织为2级珠光体+铁素体, 硬度为177HB。可以看出, 齿坯经等温正火后的组织改善十分明显。
2.1.2 渗碳工艺
随机选取未经等温正火和经等温正火的从动锥齿轮零件各240件, 分别采用平装和吊装的装载方式放置于平板上, 采用同一工艺在双排渗碳线进行渗碳淬火处理, 观察原始组织对最终热处理平面度变形的影响, 试验数据见表2。
由表2看出, 经等温正火的零件在渗碳处理后, 变形合格率最高为98.3%;而未经等温正火的零件合格率仅为65.0%。表明对后桥从动锥齿轮零件而言, 等温正火预处理工艺使之获得了均匀、稳定的硬度和组织, 从而更有效地控制了齿轮的热处理平面度变形。
2.2 热处理渗碳淬火温度对齿轮变形的影响
齿轮在渗碳加热和冷却过程中产生的热应力和组织应力是造成热处理平面度变形的重要因素。渗碳温度过高, 齿轮翘曲变形的可能性增加。从动锥齿轮材料20CrMnTi属于本质细晶粒钢, 过热倾向小, 渗碳温度控制在 (930±10) ℃范围内, 冷却方式采用渗碳后直接淬火, 冷却介质选用快速淬火油。淬火温度的选择要兼顾表面和心部的硬度和组织要求。淬火温度过高, 易造成淬火后马氏体针粗大, 从而降低齿轮的韧性、疲劳强度, 并使组织应力引起的淬火变形量增加。
为了严格控制从动锥齿轮渗碳淬火工艺过程, 采用双排连续渗碳线进行后桥从动锥齿轮不同淬火温度变形的对比试验。试验中零件采用同一种装载方式, 执行工艺见表3;对淬火后的从动锥齿轮平面度进行测量, 统计结果见表4。
由表4看出, 采用850℃淬火的零件变形合格率比采用870℃淬火的零件合格率高9.1个百分点。从两个试验的零件中各取1件从动锥齿轮进行金相检验, 结果见图2和图3。图2a为850℃淬火表面金相组织照片, 图2b为870℃淬火表面金相组织照片。图3a为850℃淬火心部金相组织照片, 图3b为870℃淬火心部金相组织照片。
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从图2看出850℃和870℃淬火的表面金相组织为2～3级M+A’, 差别不大。从图3看出两个温度下淬火的心部金相组织也基本相同, 均为板条状马氏体+少量铁素体;心部硬度分别为384HV和392HV, 完全满足技术要求。因此, 从减小平面度变形角度考虑, 采用850℃淬火效果更好一些。
2.3 装炉方式对从动锥齿轮变形的影响
零件进行渗碳热处理加工时, 常常需要在高温状态下持续放置数小时甚至十几个小时的时间, 因此零件在高温状态下由于自重而引起的蠕变也是齿轮最终变形的原因之一。可见, 研究齿轮装炉装载方法对克服蠕变和淬火入油方式不当而引起的热处理平面度变形是十分必要的。
齿轮零件渗碳时一般采用平放装载和吊挂装载两种装炉方式, 视零件的具体结构而定。本次试验选择用经过等温正火的齿坯加工的零件, 分别采用平装和吊装两种方式进行试验 (图4) , 并于淬火后测量零件的平面度, 测量结果见表5。表6则列出了此次正交试验全部数据的汇总结果。
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从表5看出, 平装零件变形合格率为98.3%, 吊装零件变形合格率为74.2%, 前者的合格率比后者的合格率高24.1个百分点。因此, 从动锥齿轮最终采用平装方式装炉。
2.4 生产验证
试验结束后, 连续对2 200件经过等温正火的从动锥齿轮进行了生产验证, 每200件毛坯抽检1件进行检验, 经抽检金相组织均为2级, 硬度在168～179HB范围内;全部采用表3中850℃的淬火工艺, 平装方式。渗碳淬火后金相组织等级均满足技术要求, 平面度合格率达到95.1%。
3 试验结论
(1) 采用合理的装载方式可以有效地减小从动锥齿轮平面度变形, 该从动锥齿轮采用平装方式可大幅提高平面度合格率。
(2) 为控制和减少热处理平面度变形, 齿坯应采用等温正火预处理工艺得到均匀、一致的组织, 为最终热处理做好组织准备, 以更好地控制齿轮变形。建议在生产过程中将20Cr Mn Ti等温正火后的金相组织等级控制在≤2级的范围内, 则更加有利于减小变形。