馬小明,周 陽
(華南理工大學機械與汽車工程學院,廣州 ５１０６４０)
摘 要:某雙螺桿擠出機的螺桿在運行過程中發(fā)生早期斷裂,通過斷口的宏觀觀察和掃描電鏡觀察、化學成分分析、顯微組織觀察、力學性能測試和有限元模擬,找出了螺桿軸斷裂失效的原因.結果表明:螺桿軸發(fā)生了扭轉疲勞斷裂,裂紋起源于齒根,且有多個疲勞源;芯軸的花鍵齒根部是螺桿軸應力集中的部位;熱處理工藝欠佳導致材料內部微孔聚集、組織不均勻,這些因素最終致使螺桿軸發(fā)生早期疲勞斷裂.
０ 引 言
由于優(yōu)異的混煉性和高生產效率等特性,雙螺桿擠出機已在聚合加工中占據重要地位,而螺桿的結構和強度直接影響雙螺桿擠出機的正常運轉和生產系統(tǒng)的可靠安全運行.大型螺桿一旦失效,將會造成大規(guī)模停產,重則危及生產人員的安全.
某塑料廠聚烯烴生產車間一套雙螺桿擠出機在運行過程中發(fā)生了異常狀況,經檢修發(fā)現其左軸斷裂成兩段.此擠出機的型號為 TEX７７αⅡ,螺桿外徑為８２．５mm,去螺節(jié)后花鍵芯軸直徑為４２．７mm,轉速為１２０~１２００r??min－１,長徑比為５６,最大輸入功率為８３０kW.該擠出機共有１６節(jié)套筒,斷裂位置在第６節(jié)和第７節(jié)套筒之間.據了解,損壞時該擠出機的轉速為１１３５r??min－１.擠出機螺桿軸的芯軸材料是２０MnCr５鋼,該型號鋼一般在滲碳或調質后使用.為了找到螺桿軸斷裂的原因,防止類似事故再次發(fā)生,減少經濟損失,作者對斷軸進行了失效分析,并提出了改進措施.
１ 理化檢驗及結果
１．１ 斷口宏觀形貌
螺桿軸斷為兩節(jié),由于兩邊斷口對稱,取幾何尺寸較長的一段進行觀察.由圖１可見,螺桿軸斷口平整且無明顯的塑性變形痕跡,斷口平面與主軸線垂直,且有典型的脆性材料扭轉斷裂的特征.在斷口上,肉眼可見明顯的疲勞弧線特征.從裂紋擴展情況可知疲勞源位于花鍵齒根部,且有多個疲勞源;斷裂源處形成了人字條紋,隨著裂紋的擴展,裂紋由細變粗,此方向就是裂紋的擴展方向.疲勞臺階出現在裂紋源區(qū)和擴展區(qū),這表明在疲勞開裂時,起始應力較大[１].
１．２ 斷口微觀形貌
將花鍵芯軸斷口在超聲波清洗機里用丙酮溶液反復清洗,然后利用掃描電子顯微鏡觀察斷口形貌.由圖２(a)和(b)可見,在花鍵齒根部的裂紋源區(qū)可觀察到放射條紋,并伴隨有明顯的放射臺階.此外,在裂紋源區(qū)還發(fā)現了大量的微孔聚集,如圖２(c)所示.在裂紋擴展區(qū)可以清楚地看到裂紋弧線呈方向性連續(xù)或斷續(xù)分布,帶臺階的疲勞弧線平行于裂紋前緣而延伸,是疲勞破壞過程中裂紋擴展的微觀痕跡,疲勞輝紋垂直于裂紋的擴展方向,如圖２(d)所示.由圖２(e)和(f)可見,瞬時斷裂區(qū)存在大量的河流花樣以及二次裂紋.
１．３ 化學成分
采用 X射線熒光光譜儀和高頻紅外碳硫分析儀對花鍵芯軸進行化學成分分析,結果如表１所示,通 過 與 GB/T ３０７７ － １９９９«合 金 結 構 鋼 »中２０MnCr５鋼的標準化學成分對比后發(fā)現,硅元素含量超標.硅主要固溶于基體中,既不形成碳化物,也不與其他碳化物相溶,硅不僅可以提高鋼的淬透性,還可以提高高溫回火過程中析出的特殊碳化物的彌散度,使二次硬化峰增高,有利于提高基體的強度及回火抗力[２].此外,硅還有助于增加鋼的抗高溫氧化能力.但是,較高的硅含量會增加鋼的回火脆性,硅的固溶還會使鋼的沖擊韌性降低.
１．４ 顯微組織
在斷軸的內部、邊緣以及螺節(jié)上制取金相試樣,經研磨、拋光后再用體積分數為３．５％的硝酸酒精腐蝕,然后采用DMMＧ４００C型光學顯微鏡對其顯微組織進行觀察.由圖３(a)可知,花鍵芯軸內部的基體組織為呈板條狀分布的低碳馬氏體,又稱板條馬氏體.板條馬氏體具有良好的強度和較好的塑性和韌性,但是在芯軸邊緣制取的金相試樣組織中出現了針狀馬氏體,如圖３(b)所示,晶粒較為細小.針狀馬氏體的硬度高,脆性大,之所以出現了針狀馬氏體是因為芯軸表面進行了滲碳處理,這雖然提高了它的硬 度 和 耐 磨 性,但 也 降 低 了 它 的 韌 性.根 據GB/T２５７４４—２０１０«鋼件滲碳淬火回火金相檢驗»對其形態(tài)進行評級,評級結果為４級(１~３級為正常).螺節(jié)處的基體組織為黑色的回火馬氏體,如圖３(c)所示,基體上分布著大量的白色碳化物,組織形態(tài)評級為４級(塊粒系),組織分布較為均勻.大量的白色網狀碳化物使得鋼的強度降低,脆性增大[３].材料本身極硬本是做擠出機螺桿軸材料的優(yōu)勢,但如果在材料中存在硬度大、體積大的塊狀物,在高速運轉過程中會對材料產生很大的沖擊,從而使材料表面產生裂紋.
１．５ 力學性能
根據 GB/T２９７５－１９９８«鋼及鋼產品:力學性能試樣取樣位置及試樣制備»,沿著螺桿軸徑向制取沖擊、扭轉、拉伸和硬度試樣,并進行相應的性能測試,可以得到螺桿軸的力學性能,結果如表２所示.可知,螺桿軸的力學性能基本符合 GB/T３０７７－１９９９«合金結構鋼»的要求.
２ 強度校核及花鍵芯軸的有限元模擬
２．１ 靜強度校核
根據軸的扭轉強度理論[４]可得到校核螺桿軸扭 轉剪切應力τmax的公式,見式(１)和式(２).
式中:Mn 為芯軸傳 遞 的 扭 矩,N??mm;P 為 功 率,kW;n 為轉速,r??min－１;Wp 為抗扭截面模量,取Wp＝πd３/１６,d 為螺桿軸外廓直徑.已知該擠出機的最大輸入功率為８３０kW,運行轉速范圍為１２０~１２００r??min－１,螺桿軸外廓直徑d 為４２．７mm.由擠出機的運行轉速范圍可得扭轉剪切應力的范圍是４３２．３~４３２３ MPa.工廠在實際操作時,輸入功率僅為最大功率的６５％,則可得輸入功率為５３９．５kW,轉速為１１３５r??min－１,在軸的邊緣處,螺桿軸所受的扭轉剪切應力最大,計算可得最大的扭轉剪切應力為２９７．１ MPa,僅為抗扭強度的３２．３％,抗拉強度的 ２２．３７％.可見軸體所受的扭轉剪切應力遠小于材料的抗扭強度和抗拉強度,這說明螺桿軸的斷裂不是由過載引起的.
２．２ 花鍵芯軸的有限元分析
２．２．１ 有限元模型
螺桿軸在運行中主要受扭轉應力作用,其芯軸的花鍵承受交變彎曲載荷與沖擊載荷的作用,因此可能導致其根部存在應力集中現象.為研究應力集中對螺桿軸斷裂失效的影響,使用 ANSYS有限元軟件分析螺桿軸的應力集中.螺桿的芯軸為漸開線花鍵芯軸,花鍵齒數為２４,齒頂圓直徑為４２．７mm,齒根圓直徑為３８．７ mm.利用 SolidWorks軟件進行三維實體建模,然后導入 ANSYS軟件進行前處理.定義材料屬性:彈性模量為２．０９×１０５ MPa,泊松比為０．２８.選用２０節(jié)點單元 Solid１８６對模型進行自由劃分網格,劃分后的單元數是２０２０６１個,花鍵芯軸的有限元模型如圖４所示.
２．２．２ 應力模擬結果
雙螺桿擠出機的螺桿在充滿物料的機筒中是懸空的,可以看成是懸臂梁結構,所以在加位移約束時,對芯軸根部與聯軸器連接的部分進行位移約束.在花鍵的每個齒的外表面施加x 和y 方向上的位移約束,約 束 值 為 零;在 端 面 加 全 約 束,約 束 值 為零[５].考慮到螺桿的芯軸主要受扭轉應力作用,在ANSYS軟件中進行扭矩加載時,需要將扭矩進行等效轉化加載.對于漸開線花鍵芯軸,扭矩可以等效為漸開線面上的均布載荷,計算公式見式(３).
式中:p 為承載面所受的壓應力;ψ 為各齒載荷不均勻系數,?。埃罚?z為齒數;h 為齒的工作高度,和模數相等;l為齒的工作長度;d′為芯軸分度圓直徑.已知螺桿所傳遞的功率為５３９．５kW,轉速n 為１１３５r??min－１.為了使加載簡化,假設軸向消耗的功平 均 分 配. 由 式 (２)可 得 出 要 施 加 的 扭 矩 為４５３９．４１N??m.根據計算,加載在花鍵每個齒側面的均布載荷為１．７７MPa.由圖５可以看到,芯軸的最大變形量為９２．５μm.由圖６可見,花鍵齒根部的等效應力最高,為應力集中區(qū)域,最大應力為３５５MPa,與理論計算值略有差異.這是因為 ANSYS軟件在模擬時考慮到了應力集中的影響,所以模擬值更加準確.從齒頂到齒根,等效應力從３９．９ MPa增大到３５５ MPa.從斷口的宏觀形貌可知,螺桿軸斷裂的裂紋源也是在花鍵齒根部,說明局部應力集中是裂紋萌生的主要原因.
２．３ 疲勞強度校核
螺桿軸在工作過程中主要受扭矩作用,根據機械設計手冊,在軸的疲勞強度安全系數校核中主要考慮扭矩作用時的安全系數[６].安全系數的計算公式見式(４).
式中:Sτ 為只考慮扭矩作用時的安全系數,無量綱;τ－１為２０MnCr５鋼在對稱循環(huán)應力作用下的扭轉疲勞極限,２６０MPa;kτ 為應力集中系數,?。保担?β為表面質量系數,取 ２．３;ετ 為扭轉時的尺寸影響系數,?。埃罚?ψτ 為材料扭轉的平均應力折算系數,?。埃保?τa 和τm 分別為扭轉應力的應力幅和平均應力,τa＝τm ＝τ/２＝１７７．５MPa,τ 在這里取有限元分析得出的最大扭轉應力３５５MPa.從相關文獻[７]可知,當載荷不夠精確、材料組織不夠均勻時,許用安全系數為１．５~１．８.由式(４)的計算結果可知,軸的疲勞強度安全系數小于軸的許用安全系數,可見花鍵齒根部這個薄弱部位的疲勞強度是不滿足要求的.
３ 斷裂原因分析
通過以上分析可以初步判定此螺桿軸發(fā)生了扭轉疲勞斷裂.作者認為螺桿軸斷裂的原因有以下幾個方面.
對螺桿軸的斷口形貌進行觀察可知,芯軸的花鍵齒根部是疲勞裂紋的起源區(qū).由于花鍵齒根部的截面尺寸驟降,易出現應力集中現象.強度校核的結果說明,齒根部的疲勞強度安全系數小于許用安全系數,是螺桿軸的薄弱部位.大量的微孔出現在斷口疲勞源區(qū),微孔會使其附近區(qū)域的應力分布發(fā)生改變,易產生局部應力集中[８].另外,微孔聚集對金屬基體的連續(xù)性和力學性能不利,會直接導致承受應力的有效面積比原始面積小.由于微孔邊緣的應力集中,疲勞裂紋在擴展時,與前方微孔不斷匯合,將加速疲勞裂紋的擴展;隨著裂紋不斷擴展,材料內部承受交變應力的有效面積逐漸減小,當實際工作強度低于所受應力時,發(fā)生瞬時斷裂.
經過調質處理后的螺桿軸的基體組織為板條馬氏體,但在局部區(qū)域卻發(fā)現了大量的針狀馬氏體,組織評級為４級,不符合標準評級的等級.馬氏體的硬度和強度較高,但其塑性和韌性較差[９].螺桿軸的調質處理工藝欠佳,導致材料的組織不均勻,這是導致螺桿軸發(fā)生疲勞斷裂的內在原因.
４ 結論及建議
(１)螺桿軸的斷裂性質是多源疲勞斷裂,疲勞裂紋萌生于花鍵齒根部;螺桿軸花鍵齒根部局部應力集中、材料組織不均勻及內部微孔聚集共同導致其在早期就發(fā)生疲勞斷裂.
(２)為避免同類事故再次發(fā)生,建議優(yōu)化軸的結構設計,可采用加大過渡圓角等措施,降低螺桿軸變截面過渡區(qū)域的應力水平,避免因加工缺陷導致的應力集中;控制熱處理工藝,盡量消除粗大的馬氏體組織,減少冶金缺陷,從而確保材料組織均勻;提高螺桿軸的安裝精度以及花鍵的配合精度,減小運行時帶來的沖擊載荷.