發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)軸斷裂模式分析

劉麗玉，戴錦樓，宋偉偉，劉德林，劉昌奎，趙 凱

(1.北京航空材料研究院，北京 100095;2.航空材料檢測(cè)與評(píng)價(jià)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095;3.中航工業(yè)失效分析中心，北京10009;4.總參陸航部駐南京地區(qū)軍事代表，南京 210000)

0 引言

在飛機(jī)、汽車、船舶等大型運(yùn)載裝備的結(jié)構(gòu)中，軸是非常重要的傳動(dòng)承力構(gòu)件，由于軸斷裂導(dǎo)致的失效會(huì)導(dǎo)致重大事故，國內(nèi)外對(duì)涉及軸強(qiáng)度相關(guān)因素的分析研究非常重視，其中最重要的是軸的疲勞斷裂［1］。根據(jù)軸件結(jié)構(gòu)主要承受應(yīng)力類型的差異，軸件的疲勞失效模式主要為彎曲、扭轉(zhuǎn)以及軸向疲勞［2-5］，這幾種疲勞失效模式在其斷口上表現(xiàn)出不同的破壞形式和斷口特征［6］。事實(shí)上，在工況和結(jié)構(gòu)復(fù)雜情況下，軸件在工作過程中實(shí)際上同時(shí)受到幾種載荷的復(fù)合作用，有關(guān)多維復(fù)雜受力狀態(tài)下的斷口形貌特別，其失效機(jī)理的深入研究很少［7-8］，尤其在直升機(jī)尾傳動(dòng)軸系構(gòu)成直升機(jī)最長(zhǎng)的傳動(dòng)鏈，負(fù)責(zé)向尾旋翼傳遞動(dòng)力，其工作狀態(tài)直接影響直升機(jī)的性能。直升機(jī)機(jī)動(dòng)飛行過程中引起的附加載荷，更容易造成傳動(dòng)軸的破壞［9］。

發(fā)動(dòng)機(jī)在外場(chǎng)服役過程中，其傳動(dòng)軸發(fā)生斷裂并造成事故，在檢查同類型發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)也發(fā)現(xiàn)了傳動(dòng)軸存在掉齒和裂紋現(xiàn)象。傳動(dòng)軸的材質(zhì)為30CrNi3 不銹鋼，表面經(jīng)氰化處理(厚度為0.2～0.4 mm)。本研究對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)軸裂紋及斷口進(jìn)行分析，并對(duì)故障模式進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)M，研究傳動(dòng)軸的斷裂模式。

1 試驗(yàn)過程與結(jié)果

發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)軸為兩端花鍵結(jié)構(gòu)的彈性軸，前花鍵與自由渦輪軸相配，后花鍵和主動(dòng)齒輪前軸承相配合，傳動(dòng)軸的外觀形貌見圖1。故障傳動(dòng)軸在其后花鍵距端部約25 mm 處發(fā)生斷裂(圖2a)，斷口斷面宏觀上平坦、細(xì)膩，可見明顯的疲勞弧線(圖2b);除斷裂的斷口外，斷裂花鍵上還可見螺旋狀擴(kuò)展的裂紋及V 型掉齒現(xiàn)象，螺旋狀裂紋從斷口處一直穿透至傳動(dòng)軸后端部(圖3)。在裂紋附近還可見大量的裂紋分叉，逆著螺旋擴(kuò)展的方向即往傳動(dòng)軸端部位置延伸，在距傳動(dòng)軸端部約6 mm 位置處可見崩齒和明顯的三叉裂紋，初步判斷為螺旋狀主裂紋的源區(qū)，見圖4 箭頭所示位置。

圖1 傳動(dòng)軸的外觀形貌Fig.1 Appearance of the transmission shaft

圖2 傳動(dòng)軸的裂紋及斷口形貌Fig.2 Crack and fracture surface of transmission shaft

圖3 傳動(dòng)軸斷裂花鍵上的裂紋Fig.3 Cracks of the transmission shaft

圖4 裂紋源區(qū)位置Fig.4 Source zone of fatigue crack

將傳動(dòng)軸斷裂花鍵沿軸向切開，由于螺旋形裂紋已裂透至內(nèi)表面，故切開后斷口遂分成幾塊，每個(gè)斷口上均呈現(xiàn)出典型的疲勞特征。根據(jù)裂紋斷口上弧線收斂方向判斷裂紋主疲勞源位于距后端部約6 mm 的花鍵齒底處，與宏觀判斷的疲勞裂紋源區(qū)位置一致。疲勞裂紋萌生后，先沿傳動(dòng)軸的徑向擴(kuò)展，當(dāng)擴(kuò)展穿透?jìng)鲃?dòng)軸的徑向厚度后，沿著軸向螺旋擴(kuò)展，形成螺旋型擴(kuò)展，由此在軸向切開后形成眾多分塊的斷口形貌(圖5)。主疲勞源呈線源特征，源區(qū)未見冶金和加工缺陷，但源區(qū)位置及附近可見大量的網(wǎng)狀物形貌，分析認(rèn)為網(wǎng)狀物為氧化皮，為高溫下優(yōu)先氧化晶界形成的網(wǎng)狀輪廓(圖6)，表明傳動(dòng)軸經(jīng)歷了高溫環(huán)境。此外，在疲勞裂紋擴(kuò)展過程中，可見多處由齒底萌生的次疲勞源，次疲勞源萌生位置及擴(kuò)展方式與主疲勞源基本一致(圖7)。

圖5 斷裂花鍵軸向切開后的斷口碎塊Fig.5 Fragments of the transmission shaft

圖6 源區(qū)及裂紋擴(kuò)展前期網(wǎng)狀物形貌Fig.6 The“web-like”form at the source and early propagation zone

2 分析和討論

2.1 傳動(dòng)軸斷裂性質(zhì)及特點(diǎn)分析

傳動(dòng)軸斷口上存在大量的疲勞大小弧線，表明傳動(dòng)軸的斷裂性質(zhì)為疲勞斷裂。軸件的疲勞失效主要模式有彎曲、扭轉(zhuǎn)和軸向疲勞［10］。一般典型的傳動(dòng)軸彎曲疲勞斷口與傳動(dòng)軸軸線基本呈90°［11-13］;扭轉(zhuǎn)疲勞斷口則基本呈現(xiàn)鋸齒狀和棘輪狀，對(duì)于花鍵軸，單純?cè)诮蛔兣まD(zhuǎn)應(yīng)力的作用下，則可能在各個(gè)尖角處萌生疲勞裂紋，并同時(shí)擴(kuò)展，最后在軸的中央?yún)R合，中心為最后的瞬斷區(qū)域，形成較為典型的星型斷口［14-15］。此次故障斷口與傳統(tǒng)意義上傳動(dòng)軸疲勞斷裂模式的斷口均不相同。分析結(jié)果表明，故障傳動(dòng)軸主疲勞裂紋從距后端部約6 mm 處的花鍵的齒底處起源，先沿傳動(dòng)軸的徑向擴(kuò)展，之后從齒底處萌生多處次源，次疲勞源也沿傳動(dòng)軸的徑向擴(kuò)展，然后轉(zhuǎn)向周向螺旋擴(kuò)展(螺旋方向與傳動(dòng)軸的運(yùn)轉(zhuǎn)方向相同)。在擴(kuò)展前期，裂紋的螺旋角較小，在擴(kuò)展中后期，螺旋角逐漸增大，最后在距后端部約25 mm 處發(fā)生斷裂，其疲勞裂紋擴(kuò)展路徑示于圖8。該傳動(dòng)軸的斷裂具有在彎曲應(yīng)力和扭轉(zhuǎn)應(yīng)力復(fù)合作用下發(fā)生的疲勞斷裂特征。因此，該傳動(dòng)軸在傳遞正常扭轉(zhuǎn)力的同時(shí)，存在一定的彎曲應(yīng)力，在彎扭應(yīng)力的復(fù)合作用下導(dǎo)致疲勞裂紋的萌生并呈螺旋狀的形式擴(kuò)展并發(fā)生最終的斷裂。

圖7 裂紋擴(kuò)展中期從齒底萌生次源特征Fig.7 The secondary source at the middle propagation zone

圖8 傳動(dòng)軸裂紋擴(kuò)展示意圖Fig.8 Crack propagation of transmission shaft

2.2 斷裂模式的模擬

為了進(jìn)一步研究驗(yàn)證傳動(dòng)軸的斷裂模式，進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)?zāi)M。通過加工不同偏心程度的鋼試樣，即試樣加工時(shí)使工作段軸線與夾持段的軸線有不同程度的偏移，形成不同偏心程度的試樣，然后進(jìn)行拉-扭復(fù)合疲勞試驗(yàn)。由于試樣兩軸線之間存在偏移，在拉力加載過程中，試樣工作段會(huì)受到附加彎矩作用，即試樣的受載方式為以扭轉(zhuǎn)載荷為主的彎-扭復(fù)合載荷。該試驗(yàn)條件下不同偏心程度的試樣疲勞口斷口基本呈現(xiàn)出螺旋擴(kuò)展及斷裂的形貌(圖9)，但由于故障傳動(dòng)軸為花鍵結(jié)構(gòu)，其起源初期的擴(kuò)展方向稍有所差異，但螺旋狀擴(kuò)展方式與傳動(dòng)軸斷口形貌較為相似，驗(yàn)證了傳動(dòng)軸斷裂模式是以扭轉(zhuǎn)載荷為主的彎-扭復(fù)合疲勞斷裂，即故障傳動(dòng)軸的受載方式為在交變扭轉(zhuǎn)載荷作用下疊加了彎曲載荷。

2.3 彎曲載荷影響的有限元分析

為進(jìn)一步研究附加彎曲載荷對(duì)花鍵軸受力的影響，對(duì)傳動(dòng)軸進(jìn)行有限元建模。采用與故障一致的傳動(dòng)軸花鍵及主動(dòng)齒輪內(nèi)花鍵模型，外花鍵帶動(dòng)內(nèi)花鍵轉(zhuǎn)動(dòng)，由于受系統(tǒng)限制，外花鍵的轉(zhuǎn)速無法模擬工作實(shí)際轉(zhuǎn)速，將模擬試驗(yàn)下的轉(zhuǎn)速設(shè)為1 rad/s，可定性模擬彎曲載荷對(duì)花鍵軸應(yīng)力分布影響。設(shè)定內(nèi)花鍵5 個(gè)自由度約束，沿z 軸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度不約束，將外花鍵設(shè)置3 種載荷:1)無附加彎矩作用;2)存在200 N 的附加彎矩作用(即在2 個(gè)端面分別設(shè)置大小為200 N，方向相反的力);3)存在400 N 附加彎矩作用。模擬結(jié)果表明:當(dāng)無附加彎矩作用(第一種載荷下)，傳動(dòng)軸僅受交變扭轉(zhuǎn)載荷下，其最大應(yīng)力位置位于傳動(dòng)軸后花鍵前端，即靠近R 轉(zhuǎn)接位置，見圖10a;當(dāng)存在200 N 的附加彎矩時(shí)，最大應(yīng)力位置由花鍵前端向后端轉(zhuǎn)移;彎矩繼續(xù)加大(400 N)，最大應(yīng)力位置繼續(xù)后移，模擬試驗(yàn)結(jié)果反映了最大應(yīng)力位置隨彎矩的變化趨勢(shì)，即隨著附加彎矩力的增大，最大應(yīng)力位置越接近故障部位。上述結(jié)果表明，當(dāng)外花鍵存在附加彎矩作用的情況下，不僅改變了傳動(dòng)軸花鍵上的應(yīng)力模式，同時(shí)改變了花鍵上的應(yīng)力分布，隨著附加彎矩的增大，其位置有向外花鍵的端面移動(dòng)的趨勢(shì)。通過有限元的模擬，進(jìn)一步驗(yàn)證了彎矩的存在以及彎曲載荷對(duì)裂紋萌生和裂紋擴(kuò)展的影響，有限元的模擬結(jié)果與實(shí)際情況非常吻合。

圖9 彎-扭復(fù)合疲勞試驗(yàn)后試樣的斷口形貌Fig.9 Fracture surfaces of bending-tension fatigue testing samples

圖10 有限元模擬最大應(yīng)力分布Fig.10 The biggest stress distribution by finite element simulation

因此，可以得出結(jié)論，傳動(dòng)軸在正常的扭轉(zhuǎn)載荷工作過程中疊加了不正常的彎曲載荷，傳動(dòng)軸承受彎-扭復(fù)合疲勞交變應(yīng)力，即導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)軸在傳遞扭矩的同時(shí)疊加了彎曲載荷，改變了傳動(dòng)軸花鍵上的應(yīng)力分布，使得傳動(dòng)軸的裂紋擴(kuò)展呈現(xiàn)螺旋形擴(kuò)展。

3 結(jié)論

1)傳動(dòng)軸斷裂模式為以扭轉(zhuǎn)為主的彎-扭復(fù)合疲勞斷裂。

2)彎-扭復(fù)合疲勞斷裂模式的形成是因?yàn)閭鲃?dòng)軸在傳遞正常工作扭矩的同時(shí)疊加了不正常的彎曲載荷，呈現(xiàn)螺旋形擴(kuò)展和斷裂。

3)模擬試驗(yàn)和有限元分析確認(rèn)了附加彎曲載荷的存在以及對(duì)傳動(dòng)軸斷裂模式的影響。

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