蘇 樂, 王培科

(西安煤礦機械有限公司, 西安 710032)

采煤機二軸齒輪片狀剝落與斷齒原因分析

蘇 樂, 王培科

(西安煤礦機械有限公司, 西安 710032)

采用宏觀分析、化學成分分析、金相及硬度檢驗、力學校核及工況條件分析等方法對某采煤機二軸齒輪片狀剝落與斷裂的原因進行了分析。結果表明：由于加工工藝不當導致齒輪齒面存在磨削淬火層與再回火層，是該齒輪片狀剝落與斷裂的主要原因，并提出了合理的預防與改進措施。

齒輪；片狀剝落；斷齒；加工工藝；磨削淬火層

某公司生產(chǎn)的采煤機在某礦使用3個月、累計采煤約54萬t后，左搖臂出現(xiàn)沖擊噪聲異響，嚴重影響采煤效率，采用艾默生公司生產(chǎn)的CSI2140振動分析儀對搖臂的各個齒輪傳動部位進行檢測，發(fā)現(xiàn)二軸的振動頻率及振幅較大，將搖臂拆開后發(fā)現(xiàn)軸齒輪齒面出現(xiàn)片狀剝落與斷齒現(xiàn)象。此礦位于陜北侏羅紀煤田，開采的工作面煤層平均厚度4.36 m，結構較復雜，含夾矸2～3層，夾矸厚度0.4～0.6 m，頂板巖性多為細砂巖、粉砂巖，次為泥巖；底板巖性以粉砂巖為主，其次為泥巖及細砂巖。煤層硬度系數(shù)f為3～4,工作面長度310 m，走向長度約2 260 m,設計年采煤量350萬t，工作面來壓較慢，初采都采用強行放頂，向前推進快，煤層來壓慢，采煤機切割過后都是較齊的煤壁，比較堅硬。為防止此類事件再次發(fā)生，筆者對失效采煤機軸齒輪進行了檢驗和分析。

1 理化檢驗

1.1 宏觀分析

失效軸齒輪位于左搖臂二軸部位，起到傳動并減速的作用，與其嚙合的惰輪并未發(fā)生損壞，而此軸齒輪輪齒的部分齒面節(jié)圓附近發(fā)生剝落與斷齒，剝落深度為0.5～1.8 mm，斷口呈疲勞斷裂特征，疲勞源位于軸齒輪輪齒齒面剝落點，此軸齒輪模數(shù)m=9，齒數(shù)z=39,其中有4個連續(xù)齒的同側齒面發(fā)生損壞，剝落區(qū)面積分別約為10 mm×510 mm，9 mm×510 mm，10 mm×500 mm，8 mm×280 mm,見圖1和圖2。

1.2 化學成分分析

在失效齒輪上取樣進行化學成分分析，結果見表1，由此判定齒輪材料為18Cr2Ni4WA鋼，且各元素含量均符合GB/T 3077-2015技術要求。

圖1 齒輪剝落形貌Fig.1 Morphology of spalling of the gear

圖2 齒輪斷口形貌Fig.2 Morphology of fracture of the gear

表1 失效齒輪的化學成分(質量分數(shù))

1.3 金相及硬度檢驗

分別在齒輪片狀剝落最嚴重部位和未發(fā)生片狀剝落的部位取樣，磨制、拋光成金相試樣，采用4%(體積分數(shù))硝酸酒精溶液化學侵蝕，按照JB/T 6141.3-1992和GB/T 13299-1991進行金相檢驗；按照GB/T 9450-2005分別對齒輪的齒頂、剝落節(jié)圓以及未剝落節(jié)圓部位進行硬度梯度檢驗。

圖3 失效齒輪截面低倍組織形貌Fig.3 Morphology of sectional macro structure of the failure gear

圖5 齒輪齒頂滲碳層顯微組織形貌Fig.5 Morphology of microstructure of carbarized layer of the gear tooth top

圖6 齒輪剝落齒面節(jié)圓處磨削淬火層形貌Fig.6 Morphology of the grinding hardened layer of the spalling gear tooth surface near the pitch circle

圖7 齒輪剝落齒面靠近齒頂磨削淬火層形貌Fig.7 Morphology of the grinding hardened layer of the spalling gear tooth surface near the top

圖8 齒輪剝落齒面靠近齒根磨削淬火層形貌Fig.8 Morphology of the grinding hardened layer of the spalling gear tooth surface close to the root

由圖3齒輪剝落部位截面形貌可以看出，剝落深度均在滲碳層深度范圍內。由圖4和圖5可見：齒頂滲碳層深度為2.9 mm，有效硬化層深度為2.5 mm,滿足技術要求的2.0～2.6 mm；齒頂表面硬度為59.0～60.0 HRC，滿足技術要求的58.0～62.0 HRC；齒頂滲碳層顯微組織中存在角塊狀碳化物。由圖4和圖6～8可見：右側齒節(jié)圓處(已剝落區(qū))的滲碳層深度為2.2 mm，有效硬化層深度為1.8 mm，低于技術要求；左側齒節(jié)圓處(未剝落區(qū))的滲碳層深度為2.3 mm,有效硬化層深度為1.9 mm,也低于技術要求；剝落深度為0.2～1.6 mm，剝落最深處顯微組織為細小針狀馬氏體+殘余奧氏體，位于亞共析區(qū)；剝落齒面存在磨削淬火層，且在節(jié)圓位置最深為0.15 mm，遠離節(jié)圓位置逐漸減小，在距齒頂徑向距離3 mm處或齒根6 mm處消失，磨削淬火區(qū)沿齒面徑向長約11 mm；剝落區(qū)均分布在磨削淬火層區(qū)間，剝落齒面存在磨削淬火層與再次回火層，在磨削淬火層的表面存在磨削微裂紋，如圖9所示。由圖10可見，未剝落齒面未發(fā)現(xiàn)磨削淬火層與再次回火層以及磨削微裂紋。由圖4和圖11可見：齒輪心部硬度為41.0～42.0 HRC，滿足技術要求的38.0～42.0 HRC；齒輪心部顯微組織為回火板條馬氏體。

圖9 二次淬火區(qū)與剝落區(qū)的關系示意圖Fig.9 Schematic diagram of the relationship between the two quenching zone and the spalling zone

圖10 齒輪未剝落齒面滲碳層顯微組織形貌Fig.10 Morphology of microstructure of carburized layer of the normal gear tooth surface

圖11 齒輪心部顯微組織形貌Fig.11 Morphology of microstructure of the gear center

2 分析與討論

2.1 齒面顯微組織對片狀剝落的影響

由金相檢驗結果可知：未剝落齒面未發(fā)現(xiàn)磨削淬火層與再次回火層；片狀剝落齒面存在磨削淬火層與再次回火層，從齒面節(jié)圓向齒頂或齒根，磨削淬火層厚度逐漸變薄，片狀剝落區(qū)均分布在磨削淬火區(qū)；磨削淬火層顯微組織是未回火的針狀馬氏體及少量殘余奧氏體[1]，其硬度高(691 HV)，脆性大，在齒輪嚙合承載下極易產(chǎn)生微裂紋，次表層為再回火層，硬度(532 HV)降低，承載力下降，進一步加劇了齒面的片狀剝落速率。因此，齒輪齒面存在磨削淬火層與再次回火層是其產(chǎn)生片狀剝落的根本原因。

2.2 齒面有效硬化層深度對片狀剝落的影響

圖12 齒面接觸應力沿層深的分布Fig.12 Distribution of contact stress of the tooth surface along the depth

圖13 不同曲率半徑齒輪剪切應力分布Fig.13 Distribution of shear stress of gears with different radius of curvature

齒輪齒面接觸應力的峰值隨曲率半徑的增大逐漸移至深處，同樣齒面剪切應力的峰值也會隨曲率半徑的增大從表面逐漸向內移動，見圖12和圖13[2]。齒輪屬線接觸傳動，兩圓柱體接觸沿z軸方向產(chǎn)生兩種剪切應力:其中沿中心線呈45°的應力逐漸減小且沿z軸的深度為0.786b(b為接觸寬度一半);另一剪切應力與滾動方向平行，其沿z軸的深度為0.5b[3]。當接觸應力及剪切應力大于硬度決定的強度時，就會引起齒輪的片狀剝落與斷齒，因此應增加齒輪的有效硬化層深度，但過深的硬化層深度會降低齒輪的韌性，易致使齒角變脆剝落，齒輪抗沖擊性能也會降低，且增加了滲碳時間與熱處理變形，因此應選擇合理的有效硬化層深度。

2.3 齒面磨削量對片狀剝落的影響

圖14 過量磨削后在硬化層中產(chǎn)生的應力和強度梯度的變化示意圖Fig.14 Schematic diagram of the change of stress and strength gradient after excessive grinding in the hardened layer

齒輪齒面的有效硬化層深度不符合技術要求，而齒頂?shù)挠行в不瘜由疃确霞夹g要求，且齒頂?shù)臐B碳層深度、有效硬化層深度均比齒面的多0.6～0.7 mm。左側齒面實際磨削量為0.6 mm，右側齒面實際磨削量為0.7 mm，均大于技術要求的0.3～0.4 mm。較大的磨削量降低了齒面硬度，減薄了有效硬化層深度，喪失了齒輪表面良好的殘余壓應力，過量的磨削還會使齒輪表面的載荷應力發(fā)生變化，如圖14[3]所示。由圖14可見:在磨削前，齒輪表面的載荷應力均低于硬化層的強度梯度;而磨削后，D點之后的載荷應力就會大于硬化層的強度梯度，落在滲碳硬化層的過渡區(qū)，從而增加了齒輪深層剝落的傾向性。因此，有時在對深層剝落齒輪的硬化層進行硬度測試和金相分析時并未發(fā)現(xiàn)問題，其實這是因為忽略了因過大的磨削余量而產(chǎn)生的剪切應力曲線位移使過渡區(qū)強度低于載荷應力。表2所給的磨削余量均為雙邊，可以看出損壞齒輪實測磨削量遠大于工藝要求的磨削量[4-5]。

表2 齒輪(m=12,z=23、最大φ=306 mm)齒面磨削余量對比結果

3 結論及預防措施

齒面存在磨削淬火層與再次回火層是該采煤機二軸齒輪產(chǎn)生片狀剝落和斷齒的根本原因。

預防措施如下：①細化并優(yōu)化熱處理工藝及裝爐工序，減小齒輪變形；②嚴控齒輪滾齒余量，減小實際磨削量；③優(yōu)化磨削工序，減小磨削淬火層產(chǎn)生的概率[5];④在磨削后，增加低溫回火工序，減小磨削應力，改善磨削層組織，提高齒面磨削組織的韌性。

[1] 孫勝偉，宋亞虎，劉鐵山,等.20CrMnMo鋼滲碳齒輪磨削裂紋成因分析[J].理化檢驗-物理分冊,2016,52(2):117-120.

[2] 王培科，王維發(fā).滿滾子軸承滾柱脫落與掉塊原因分析[J].理化檢驗-物理分冊,2010,46(12):791-793.

[3] 張展.齒輪傳動的失效及其對策[M].北京：機械工業(yè)出版社,2011:126-127.

[4] 楊叔子.機械加工工藝師手冊[M].北京：機械工業(yè)出版社,2002:264.

[5] 王培科.彈簧擋圈磨裂原因分析及防治措施[J].機械工程師,2011(11):126-127.

Cause Analysis on Flaking and Tooth Breaking of the Second Shaft Gear of a Shearer

SU Le, WANG Peike

(Xi’an Coal Mining Machinery Co., Ltd., Xi’an 710032, China)

Causes for the flaking and tooth breaking of the second shaft gear of a shearer were analyzed by means of macroscopic analysis, chemical composition analysis, metallographic examination and hardness test, combined with mechanical checking and working condition analysis. The results show that there were grinding and quenching layer and re-tempering layer on the tooth surface because of the improper processing technology, which was the main cause for the flaking and tooth breaking of the gear. Some reasonable prevention and improvement measures were also proposed.

gear; flaking; tooth breaking; processing technology; grinding and quenching layer

10.11973/lhjy-wl201708017

2017-03-28

蘇 樂(1983-)，男，工程師，主要從事失效分析及新材料研究工作

王培科(1983-)，男，工程師，主要從事失效分析及新材料研究工作，13892811080@163.com

TG115.2

B

1001-4012(2017)08-0611-04