某產品曲線導向本體斷裂故障的分析研究*

任小霞 李 娟 溫海軍 鄭貴友

(內蒙古北方重工業集團有限公司,內蒙古 包頭014030)

1 概述

某產品在進行試驗時,強動力動作一次后,出現右路曲線導向本體停留超出理論極限位置,經進一步檢查發現右路曲線導向本體發生斷裂,右路曲線導向本體斷裂為3部分,在滾輪軌道處向下撕裂,更換了右動力筒和右路曲線導向本體后再次進行了試驗,強動力動作一次后,對曲線導向本體進行檢查,發現其裝配連接塊位置處后端向上出現裂紋,具體如圖1、2所示。該零件曲線槽直接與搖臂上的滾輪接觸,承受一定沖擊力是對回轉性能影響最為關鍵的零件之一,其斷裂引起公司領導高度關注。為了確保后續調試順利開展,積極開展該零件斷裂故障對策及分析的研究具有非常重要的現實意義。

2 機理分析

右路曲線導向本體工作原理:導向器安裝在搖架上,右路曲線導向本體安裝在導向器上,并通過連接塊與右動力筒連接。反向運動時活動機構尾部帶動右路曲線導向本體沿導向器導軌向后運動,右路曲線導向本體通過曲線槽帶動搖臂向上擺動,通過連桿機構迫使活動離合器向上旋轉;同時,右路曲線導向本體通過具有萬向結構的連接塊帶動右動力筒活塞壓縮動力筒彈簧并向后運動儲能到位。正向運動到位后,解脫阻鐵機構,動力筒彈簧釋放,帶動連接塊作用于曲線導向本體T型槽處,曲線導向本體沿導向器導軌向前運動,完成回轉動作,如圖3所示。

圖1 第一次射后斷裂的曲線導向本體圖

圖2 第二次射后有裂紋的彈機曲線導向本體圖

圖3 右路曲線導向本體工作示意圖

3 故障排查分析與定位

3.1 故障分析

根據右路曲線導向本體工作原理,對所有可能產生曲線導向本體斷裂的因素進行了分析,并進行了排查,具體排查情況及結果如下。

3.1.1 材料缺陷

產品設計圖樣中曲線導向本體材料為:42CrMo- GB/T3077-1999,狀態為鍛件。經復查,特鋼公司提供的坯料化學成分等檢測結果(詳見原始記錄)符合產品技術標準要求。對斷裂的曲線導向本體進行成品化學成分、非金屬夾雜物和帶狀組織檢測,化學成分檢測結果見表1;非金屬夾雜物結果:A0,B0,C0,D0,DS1.0(GB/T10561標準);帶狀組織:3C2.5級。

從材料檢測結果看:除錳含量高于技術標準外,其他元素均在合格范圍內;非金屬夾雜物、帶狀組織符合技術標準規定要求,材料無其他缺陷。根據成品化學成分允許偏差標準GB/T222規定,合金鋼錳含量允許偏差上限為0.03%,即GB/T3077中成品化學成分錳含量的范圍是:0.50～0.83%。檢測結果超差0.08%。在調質合金鋼中錳含量不大于1%時,能夠提高鋼的強度、硬度、淬透性,無明顯脆性和降低韌性。因此,超差的錳含量對鋼的性能和使用沒有影響。綜上,材料缺陷造成曲線導向本體斷裂底事件可排除。

表1 曲線導向本體成品化學成分檢測結果

3.1.2 力學性能不合格

對右路曲線導向本體材料性能進行了理化分析,結果為:橫向材料沖擊功32.7～40.7 J,符合WJ533-1999的要求≥23.5 J(47×50%),縱向材料沖擊功36.3～42.9J。經查圖紙要求:曲線導向本體,材料及力學性能要求為42CrMo-Q640-Ⅲ-WJ533-1997。曲線導向本體調質前工藝流程為101車間冶煉—青島三協鍛造—704車間調質熱處理,零件為鍛造后毛坯狀態調質熱處理,零件毛坯圖為112mm×290mm×1640mm。

根據GB/T2975-1998《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》4.1條要求,在產品不同位置取樣時,力學性能會有差異,當按本標準附錄A規定的位置取樣時,則認為具有代表性。

零件為條鋼,截面為矩形,應按照標準附錄A中A3.5條取拉伸試樣,A3.6條取沖擊試樣,取樣位置應如圖4所示:

圖4 曲線導向本體零件毛坯取樣位置圖

經計算,在成品上取樣,實際取樣位置已在厚度方向距邊緣約52mm,已經大于標準GB/T2975標準要求28mm的規定,故力學性能結果僅作為參考,不能作為判定依據,按標準位置取樣,力學性能要高于理化分析報告檢測數值。

經查原始記錄,檢驗人員按照Q640-Ⅲ-WJ533-1997標準Ⅲ組件要求只進行硬度檢測,硬度符合WJ533-1997標準Ⅲ組件要求,原始記錄硬度值:布氏壓痕直徑為3.55～3.75mm,技術要求硬度值:布氏壓痕直徑為3.55～3.85mm,斷裂零件檢驗結果布氏壓痕直徑為3.76mm。零件在超出標準要求位置后取樣力學性能較低,可以判斷是由于零件毛坯尺寸大造成的,因此,為進一步提升曲線導向本體力學性能,有必要對零件調質熱處理工序流程需要進行調整。故材料存在缺陷造成曲線導向本體斷裂底事件可排除。

3.1.3 設計冗余度不足

反向運動過程中,曲線導向本體受到的除主動力——活動機構尾部提供的反向運動力(方向指向活動機構尾部方向)外還有動力筒彈簧力(方向水平指向口部方向)、液壓阻力和摩擦力。反向運動時,動力筒活門處于打開狀態,液體流動不受阻滯,因此液壓阻力相對反向運動力和彈簧力很小,在本次仿真計算時將液壓阻力和摩擦力忽略不計;正向運動時,曲線導向本體受到的最大力為動力筒彈簧力。

經過動力學仿真分析,同時查設計計算書,斷裂的截面不屬于危險截面,該截面正常工作時應力σ=260MPa,安全系數為2.46(640/260),安全冗余度較大:

與斷裂曲線導向本體裂口相對應部位的應力為133.62MPa,遠低于許用應力640MPa,斷裂處安全系數為4.8。

當曲線導向本體正常受力時,即使動力筒卡滯,最大應力(411.3MPa)也小于許用應力(640MPa),安全系數為1.56。所以曲線導向本體設計冗余度不足底事件可排除。

3.1.4 尺寸超差

經查斷裂的右路曲線導向本體檢驗原始記錄相關尺寸,尺寸檢測結果均符合設計要求。故尺寸超差造成曲線導向本體斷裂底事件可排除。

3.1.5 內應力集中

為了減小滲氮變形量,工藝部門制定工藝攻關方案。對第2座055驅逐艦單130毫米產品0108-141 第2、3件,制作防滲氮變形工裝,在局部氮化熱處理時進行校正處理,而后續的曲線導向本體也采取了同樣的防滲氮變形工裝校正處理。滲氮后T型槽導軌尺寸157H9和曲線槽尺寸80H9及滲氮部位進行了硬度檢驗,硬度結果為≥500HV,滿足圖紙技術要求,并進行了探傷檢測無裂紋存在。具體工裝夾具圖如圖5、6所示。

圖5 防滲氮變形工裝夾具總體方案簡圖

圖6 防滲氮變形工裝夾具局部復雜面

曲線導向本體在滲氮處理時,由于曲線導向本體尺寸超差,外形尺寸大于技術要求,在校正時使曲線導向本體受壓,且變形量較大,從而使曲線導向本體材料內部發生了不均勻的體積變化而產生了嚴重的內應力,在曲線導向本體校正夾具去除后,短時間內其塑性變形不能完全釋放,內應力集中,沒有均勻化,仍存在曲線導向本體內部,其力的方向為向外,即為張應力。

圖7 曲線導向本體裝夾防滲氮變形工裝應力分布圖

圖8 無裝夾防滲氮變形工裝應力分布圖

從上圖7、8可以看出,防變形工裝將曲線導向本體開口槽兩側給予一定的外力使其發生變形,曲線導向本體在內部各尺寸突變部位之間產生相互作用的內力,以抵抗這一外因的作用,并試圖使零件從變形后的位置恢復到變形前的位置,從而在突變部位產生內應力。由于該零件形狀及滲氮處理位置均匯聚在此處,應力集中嚴重,進而會嚴重影響零件疲勞強度、抗脆斷等能力。內應力的存在有時不會立即表現為缺陷,當曲線導向本體在工作過程中因受力與內應力的疊加,使總應力超出極限時,便會出現裂紋和斷裂。因此,由于校正產生嚴重內應力是造成右路曲線導向本體斷裂的原因,故該底事件不可排除。

3.1.6 緩沖機構工作異常

開展試驗時,均按照液量檢查規程在射前對液量進行了檢查,故障發生后,又對液量重新進行了檢查確認,檢查結果均合格。結合本門在減裝藥、正裝藥、時的反向運動長度與科研樣機和首門的反向運動長度進行對比分析,反向運動長度正常。緩沖機構工作異常底事件可排除。

3.1.7 正向運動機氣壓過小

檢查正向運動機液量泄漏情況,正向運動機液量實際測量為45mm,滿足≥25mm要求;

檢查正向運動機氣壓泄漏情況,正向運動機氣壓實際測量為8.8MPa,滿足9±0.2MPa要求。

故正向運動機氣壓過小底事件可排除。

3.1.8 圓筒內部壓力過大

對本次試驗使用的進行排查。此次試驗使用的圓筒:15/7由外廠提供,批次號為:1-2011;9/7由外廠提供,批次號為:1-2011,圓筒由外廠提供,批次號為:05-2015,砂筒頭由外廠提供,批次號為:06-2017,筒藥裝配與結合由廠試驗基地完成。本批次圓筒內部壓力為334.1MPa,符合圓桶內部壓力設計要求:334-350MPa,曲線導向本體動作正常,故內部壓力過大底事件可排除。

3.1.9 導向器安裝位置不正確

在試驗基地檢測導向器側銅條面與機膛中心線的平行度,實測導向器從口部沿活動機構尾部方向偏離機膛中心線0.7mm,換算成導向器側銅條導軌面與機膛中心線夾角的角度為34′,具體見表2。

表2 導向器安裝位置要求及檢測結果

針對導向器側銅條與機膛中心線傾斜34分,對其是否會導致曲線導向本體斷裂,采取軟件仿真及理論計算方式進行理論分析仿真如下。

曲線導向本體受力情況:因曲線導向本體隨活動機構尾部一同反向運動,因此當活動機構尾部處于最大后座加速度時,曲線導向本體也處于最大加速度,此時曲線導向本體受力最大。在受力仿真分析時,模擬分析了曲線導向本體與導向器剛性連接和曲線導向本體正向運動等2個不同條件下的曲線導向本體受力情況。

(1)曲線導向本體與導向器剛性連接

因導向器安裝面偏斜34′及導向器導軌研傷,假設在受力初始瞬間曲線導向本體與導向器導軌干涉卡滯,即為剛性連接,此時干涉點位于導向器前端面。

曲線導向本體理論最大受力Fmax=Mamax=115×1400=161000N,力的方向為與導向器導軌水平方向夾角為34′,作用于曲線導向本體前端斜度為3°的斜面。同時曲線導向本體受到動力筒通過連接塊傳遞的彈簧力9600N,作用于連接塊,方向指向曲線導向本體前端面。

由圖9、10可見:斷裂部位應力為38.72MPa,遠低于許用應力640MPa。當曲線導向本體正常受力時,即使曲線導向本體與導向器剛性連接,最大應力為472MPa,不會損壞。當曲線導向本體正常受力時,最大應力點位于與導向器干涉處。如果超過曲線導向本體的正常受力而發生斷裂,應從最大應力點開始斷裂,而不是實際曲線導向本體斷裂位置。

圖9 曲線導向本體作用力圖

圖10 應力分布云圖

(2)曲線導向本體正向運動

假定曲線導向本體在正向運動時斷裂,此時曲線導向本體的受力為動力筒彈簧力為18716N,另外受到搖臂(0107-063)滾輪豎直向上的壓力4385N。受力情況如圖11所示。

圖11 正向運動時曲線導向本體受力圖

圖12 正向運動時曲線導向本體應力云圖

由上圖12可得:斷裂部位應力為12.068MPa,遠低于許用應力640MPa。當曲線導向本體正常受力時,即使曲線導向本體卡滯,最大應力(268.25MPa)也小于許用應力(640MPa),曲線導向本體不會損壞。故導向器安裝位置不正確造成曲線導向本體斷裂底事件可排除。

3.1.10 右動力筒運動卡滯

將拆下的右動力筒進行復檢,復檢動力筒內孔和活塞桿未發現明顯損傷,且相互運動靈活,各零部件經復檢均合格。更換了新的右動力筒后再次進行了試驗,1發后對曲線導向本體進行檢查,發現其后端裝配連接塊位置處后端相同位置出現裂紋,故右動力筒運動不夠靈活底事件可排除。

3.1.11 右動力筒與連接塊干涉

將拆下的右動力筒進行復檢,檢查動力筒筒口部和開槽處外觀均未發現撞擊痕跡,對連接塊外觀、尺寸復檢,也未發現撞擊痕跡且尺寸合格,故右動力筒與連接塊干涉底事件可排除。

3.1.12 右動力筒安裝位置不正確

復檢查動力筒安裝尺寸,前端距導軌理論尺寸375mm,實測375 mm,后端距安裝平面尺寸215 mm,實測214.5 mm,前部距耳軸中心尺寸43.5 mm,實測43.6 mm,同時檢查動力筒在搖架上后部螺母和螺桿擰緊可靠。故右動力筒安裝位置不正確底事件可排除。

3.1.13 曲線導向本體與導向器間隙過小

對兩次斷裂的右路曲線導向本體相關尺寸進行復檢合格,可以看出二者存在間隙量,而且在裝配調試右路曲線導向本體時,可手動將右路曲線導向本體在導向器上靈活運動到前位,故曲線導向本體與導向器間隙過小底事件可排除。

3.2 故障定位

通過檢查分析,故障原因為內應力集中,曲線導向本體在校正過程中產生了嚴重的內應力集中,在發射時,活動機構尾部推動曲線導向本體反向運動,曲線導向本體帶動動力筒向后運動,此時曲線導向本體與連接塊處的受力方向為向前,正好與內應力方向相同,正常受力與內應力的疊加,超出了曲線導向本體許用應力,使得曲線導向本體在正常工作工程中發生斷裂。

3.3 故障復現

在后續試驗時,左路安裝了采用滲氮防變形工裝校正處理的曲線導向本體,進行試驗,結果該曲線導向本體再次發生其后端裝配連接塊位置處裂紋的問題,“曲線導向本體斷裂”故障復現。試驗結果詳見表3。

故障復現后,重新安裝了未使用防滲氮變形工裝處理的曲線導向本體進行驗收試驗,經驗收試驗考核,本次試驗共進行了122組,均未出現曲線導向本體斷裂問題,機構動作正常,后座長等各項試驗結果滿足指標要求,故障消除。驗收試驗后對曲線導向本體進行探傷檢測,無裂紋?！坝衣非€導向本體斷裂”問題得到解決。

表3 驗證試驗

4 驗證情況

4.1 解決措施

(1)恢復曲線導向本體原滲氮處理方式,不采用防變形工裝進行校正,以避免應力產生。

(2)改變曲線導向本體的調質時機,由原來的毛坯調質改為粗加后進行調質,保證材料心部的調質后力學性能。

4.2 驗證試驗

在該產品后續的驗收試驗過程中,對原工藝后的曲線導向本體進行了驗證。經驗證,原工藝加工的曲線導向本體能夠滿足使用要求。并對以下項目進行驗證:

(1) 在該產品進行2組70°強5組試驗,機構均正常;試驗后,對右路曲線導向本體0108～141進行探傷檢查,零件無裂紋存在。

(2)經該產品10組定角、2組的20組隨動試驗,檢查全機與右路曲線導向本體相關各檢查項目,均滿足要求,狀態正常。

5 結論

本文通過對曲線導向本體斷裂診斷、處理過程和效果的分析,并對其強度進行校核、受力情況模擬仿真,可以得出如下結論:

(1)為了避免類似問題再次發生,對該產品中采用防變形工裝校正處理零部件,取消工藝規程中的防變形工裝校正,并對零件進行內應力軟件仿真分析。

(2)在今后的工藝改進過程中,要在工藝改進方案明確驗證的方法,確保采取改工藝進后的零部件可以在實際使用中性能可靠。

通過本次對曲線導向本體斷裂故障對策及分析研究,為以后類似滲氮件問題處理提供了寶貴經驗。