變速箱撥叉斷裂原因分析與改進

高東海

（南京依維柯汽車有限公司，江蘇 南京 211806）

前言

某型變速箱在開發初始階段，進行道路試驗和臺架試驗時，出現了數起變速箱無法掛入一二檔，一二檔換檔功能失效的故障。對故障變速箱進行拆解后，發現一二檔撥叉出現了斷裂，如圖 1。為了使變速箱開發過程順利進展，按期實現新產品的上市，亟待找出斷裂原因并采取相應措施以保證產品的可靠性。

1 撥叉的結構及工作要求

一二檔撥叉斷裂的變速箱為一款6檔變速箱，受限于整機的空間布置尺寸和減重要求，其一二檔撥叉采用“鋁合金叉體”鑲嵌“鋼板叉臂”的結構設計。與操縱機構換檔指所接觸的叉臂采用4 mm厚的鋼板沖壓成形，其卷圓的末端埋置鑲嵌于鋁合金撥叉的叉轂內，鋁合金叉體壓力鑄造成形。為保證鋼臂鑲嵌的牢固度，埋于撥叉叉轂內的鋼臂卷圓部位開設有兩個長腰形槽孔，撥叉鋁合金實體將鋼臂卷圓部位均勻包裹，并嵌入卷圓部位的槽孔內。鋼臂的直板體根部沉入鋁叉體內，除外表面裸露外其余三個表面均與鋁合金貼合接觸。其結構如圖2示。撥叉叉體材料牌號為鋁合EN AC-AlSi9 Cu3，鑲嵌件材料為鋼16MnCr5。

該撥叉在變速箱內工作時，沿自身軸向往復推動同步器齒套前后運動以掛入一檔或二檔，朝向鋼臂懸伸一側方向運動為掛入二檔，反之為掛入一檔，撥叉承受著軸向的往復循環載荷，工作載荷在600 N～700 N范圍內。根據變速箱換擋機構耐久試驗規范和撥叉實際工作要求，一二檔撥叉的疲勞壽命需要≥184800次，在此期間內撥叉不應出現開裂、斷裂或變形等失效現象。

圖1 斷裂的一二檔撥叉實物

圖2 一二檔撥叉的結構

2 斷裂原因分析

道路試驗出現斷裂的 2件撥叉僅運行了 800 km、2000 km，臺架試驗出現斷裂的撥叉經過了 11萬次循環，尚未達到耐久試驗規范要求值。從已斷裂的撥叉實物看，斷裂處均出現在鋼臂與鋁叉體貼合部位附近，且由二檔方向向一檔方向開裂擴展，數件斷裂撥叉的斷口形貌特征基本相似。

2.1 結構強度有限元分析

撥叉叉轂埋置鋼臂直板根部區域處的鋁合金實體截面面積較相鄰區域小，存在著截面突變。由一般經驗推測，此處的強度較其余部位可能會薄弱，從斷裂實物看，撥叉即從二者轉接處開裂。故對撥叉進行有限元分析以校核其結構強度。

將Creo中創建的撥叉3D模型導入ABAQUS軟件中，進行必要的編輯。 之后選用 ABAQUS中的實體單元類型610407 C3D 10M進行離散，單元尺寸1 mm，離散后的有限元模型包含704730個單元。

圖3 約束定義和載荷施加圖

定義鋁合金叉體和嵌鋼臂之間的接觸關系為tie，定義撥叉腳孔與其孔內安裝的擺塊、撥叉轂孔與其內的叉軸接觸類型為contact。對撥叉軸兩端進行x、y、z向約束，對弧形叉體圓心進行y、z向約束。載荷作用于叉臂U形槽口處，載荷分為兩種工況：換入2檔，撥叉承受拉力；換入1檔，撥叉承受推力，定義載荷大小為700 N。定義的約束和載荷如圖3。

鋁合金材料為EN AC-AlSi9Cu3，屈服強度Rp0.2為 140 MPa，拉伸強度Rm 為240 MPa，彈性模量75940 MPa，泊松比0.3 ；嵌鋼臂材料為16MnCr5，彈性模量210000 MPa，泊松比0.3。

之后進行計算，計算畢的“換入2檔”時鋁合金叉體應力云圖如圖 4，其最大應力點出現在嵌鋼臂與鋁叉體貼合部位朝向2檔的端面拐角處，最大應力值為74 N/mm2，小于鋁合金材料的屈服強度極限 140 MPa，安全系數為 140/74=1.89。

圖4 “換入2檔”時撥叉體應力云圖

計算畢的“換入1檔”時鋁合金叉體應力云圖如圖5，其最大應力點出現在嵌鋼臂朝1檔的端面與鋁叉體貼合部位的拐角處，最大應力為64.7 N/mm2，小于鋁合金材料的屈服強度極限140 MPa，安全系數為140/64.7 = 2.16。

圖5 “換入1檔”時撥叉體應力云圖

從計算結果看，兩種工況下的最大應力出現在鋁合金包裹嵌鋼件直板體根部區域附近的截面突變處，正是已斷裂撥叉斷裂裂口處。但最大應力值約為其屈服強度極限的一半，撥叉的強度可以滿足使用要求，受限于空間布置而采用的鑲嵌結構設計并非不合理。

2.2 鑄造質量的檢查分析

對斷裂撥叉的硬度、化學成分、金相顯微組織等項目進行檢測分析。

檢驗撥叉斷口附近的表面硬度，硬度測定為：92.8-81.7（HBW5/250），符合 EN1706-1998《鋁及鋁合金-鑄造-化學成分和機械性能》標準的要求。

采用光電直讀光譜分析儀，根據 GB/T7999-2007《鋁及鋁合金光電直讀發射光譜分析方法》標準對斷裂撥叉進行化學成分分析，結果如表1。由表1 可見，撥叉鋁合金材料所含的 Si 、Cu、 Mn、Mg 、Ti等元素含量符合材料技術要求，但鐵元素含量較高，超過技術要求的上限。在眾多雜質元素中，對鋁合金組織及力學性能影響最大的是鐵元素。

鐵元素一直被當作鋁合金中的有害元素，極難溶于鋁中，共晶點的鐵含量為 1.8%，不會固溶超過 1.9%，超過這個數值，鐵會與鋁化合成一種中間相，該相組織粗大、尖銳，會影響合金總體的力學性能。

表1 撥叉化學成分分析結果

觀察已斷裂的數件撥叉，其斷口宏觀特征基本相似，如圖 6。開裂方向為從二檔方向向一檔方向擴展至斷裂，斷口較平整，呈現脆性斷裂形貌。在體視顯微鏡下觀察，在斷口表面可以看見閃閃發亮的小平面，如圖7。

圖6 斷口宏觀形貌特征

圖7 斷口斷面發亮小平面的形態 20倍

斷口表面閃閃發亮的小平面說明鑄件內存在較大的脆性相。在靠近斷裂部位取樣，經磨制拋光后在金相顯微鏡下觀察其顯微組織，整個拋光面呈現出密集的縮松、氣孔和夾雜等缺陷，見圖8。經浸蝕后，顯微組織除了“α(Al)+條片狀共晶Si”和少量塊狀初晶Si外，還出現了較多且大的條片狀β相（Al9Si2Fe2），見圖9。

圖8 密集狀的顯微縮松、氣孔、夾雜等缺陷

顯微縮松、氣孔和夾雜等缺陷較多，尤其顯微縮松較為嚴重，會導致萌生微裂紋，促進了裂紋的形成和擴展。顯微組織中長條狀脆性β相（Al9Si2Fe2）較多，局部區域β相（Al9Si2Fe2）較長而集中，增加了零件的脆性，惡化了加工和使用性能，增加了零件斷裂的危險性。

圖9 浸蝕后粗大的條片狀β相和顯微縮松 400倍

3 改進措施

3.1 壓鑄質量改進

為了提高鑄件的力學性能，必須嚴格控制鋁合金中的元素含量，盡量降低有害雜質元素Fe的含量；為了提高鑄件強度，必須改進鑄造工藝來減少氣孔和縮松等缺陷。

首先對熔煉前購進的合金鋁錠進行原材料化學成分檢測，嚴格控制Fe元素含量，保證進廠原材料的質量。對于使用的料頭、溢流塊和報廢鑄件等回爐料，必須與新料嚴格按一定比例配用，回爐料占爐料總重量的比例應小于40%。回爐料表面有油污的要先燒除后再壓入鋁液中。

鋁液在熔煉爐內熔化，熔煉溫度為650～720℃，適量增加精煉劑、除渣劑用量，進行爐內精煉與造渣，除去鋁液中的氣體和雜質。待熔化的鋁液面升至正常值同時鋁液溫度達到 700℃時，從保溫爐口舀取試樣進行化學成分分析，鋁液的化學成分須滿足要求。

對嵌鋼件進行清洗，去除其表面的油跡、浮塵等，嵌鑄前先將鋼件預熱至150～250℃并保溫。

為減少零件內部存在氣孔、縮孔，關鍵是要調整好壓射參數，使鋁液中的氣體盡量有效排出，剩余少量氣孔呈彌散分布于內部，而不至于穿透斷面導致零件強度下降。壓鑄設備為“伊之密400 t”壓鑄機，調整工藝參數，系統壓力16 MPa，高速儲能14 MPa，增壓儲能14 MPa，壓射時間4 s，冷卻時間6 s，高速開度4.3轉，高速位置295 mm，增壓開度4轉，增壓位置330 mm，慢速流量 60%，儲能時間2 s，頂出延時2 s，頂回延時2 s。

3.2 撥叉結構改進

CAE分析計算是將撥叉看作不含任何缺陷的理想結構，計算結果表明，撥叉的結構強度可以滿足使用要求，安全系數約為 2。考慮到實際批量生產過程中難以徹底消除縮孔縮松的微觀缺陷，除了嚴格控制壓鑄過程相關因素保證撥叉壓鑄質量外，另在撥叉結構上進行局部調整以加強其安全系數。由于鑲嵌結構的設計，叉體包裹嵌鋼件的部位鋁合金實體占比較少，嵌鋼臂直片體根部沉入叉體部位的鋁合金斷面面積變化較突然，是撥叉結構相對較薄弱的區域，結構改進重點圍繞增加鑲嵌區域鋁合金實體體積進行。

首先，調整沉槽深度。撥叉的內圓弧面上分布著5 個沉槽，槽深度 3 mm，沉槽的存在一方面在撥叉內圓弧上形成加強筋以提高其剛度，另一方面減重。其中間頂部的沉槽靠近鋁合金包裹嵌鋼件的部位，由于嵌鋼臂卷圓體占據了撥叉叉轂的一部分實體空間，此沉槽處的鋁合金實體占比較少，為此將該沉槽深度調整為2 mm，如圖10。

圖10 沉槽修改前后

其次，調整嵌鋼件局部尺寸。嵌鋼臂的直片體與卷圓體之間為一含R10圓角的直邊過渡，與其鄰接的鋁合金實體材料包圍在該直角邊之外，該過渡處的鋁合金相應的斷面變化較突然。為減緩此處斷面軸線方向上的變化幅度，將嵌鋼臂的該處調整為兩個小直角過渡，同時增加了鋼件與鋁件的接觸面積。另將鋼件卷圓體上的兩個長腰形槽的寬度由 5 mm調整為6 mm，增加鑲嵌的牢固度，如圖11。

圖11 嵌鋼件修改前后

4 改進后的可靠性驗證

在對撥叉結構尺寸進行局部調整后，修改嵌鋼臂的沖壓模具和鋁叉體的壓鑄模具，嚴格控制撥叉壓鑄生產各工藝要素，重新組織生產了一批撥叉。

圖12 改進后拋光面中心區的少量分散縮松和顯微組織

對改進后生產出的撥叉在易開裂處斷面附近取樣，進行金相組織檢查，整個拋光面的中心區域有僅有少量分散的顯微縮松，顯微組織為α相（Al）+共晶 Si和少量初晶Si，未再看到β相（Al9Si2Fe2），金相組織圖片如12。

分別取改進前的3件、改進后的3件撥叉進行靜強度破壞性試驗，以對比驗證其改善效果。

如圖13，設計帶長柄的法蘭壓頭、中間開圓通孔并開有3處盲孔的等邊三角形板等專用工裝，用三角形板將3根撥叉軸立式支撐起來。將一二檔撥叉穿在其中一根撥叉軸上，撥叉嵌鋼件的U形槽卡在叉軸的銷子上，同步器齒套卡在撥叉叉腳擺塊上。將帶長柄的法蘭壓頭壓在同步器齒套端面上，壓頭尾部的長柄從三角形板的圓孔中露出。伺服壓力機施加載荷于長柄尾部，直至將撥叉壓斷裂，考核其斷裂的極限壓力。撥叉嵌鋼臂朝上安裝時為模擬其換入二檔時的受載狀態，嵌鋼臂朝下時為模擬其換入一檔時的受載狀態。

圖13 撥叉結構靜強度破壞性試驗

伺服壓力機的壓頭上安裝有應變傳感器（interface 50 KN，MFG），由傳感器實時記錄壓力與行程的變化數據，記錄的壓力與行程關系曲線如圖14，圖中每條曲線的第一個峰值拐點為撥叉出現開裂時的壓力值。由圖17可看出，改進后的撥叉換入二檔方向出現開裂的載荷值為改進前的2倍，開裂失效的載荷大于5000 N；換入一檔方向出現開裂的載荷值為改進前的1.8倍，開裂失效的載荷大于9000 N。改進后的撥叉靜強度較改進前有大幅提升。

圖14 撥叉破壞性試驗壓力與行程關系

對改進后的撥叉進行耐久疲勞壽命臺架試驗和道路試驗，以驗證其疲勞強度。將改進后一二檔撥叉隨變速箱整機按“IVECO 16-6515標準”進行“同步器和換擋機構耐久性”臺架試驗，以驗證其耐久疲勞強度。按標準完整地進行“標準型+苛刻型”試驗后，拆解變速箱觀察撥叉外觀，未發現有異常。再合成變速箱加倍進行第二輪試驗，拆解雙倍試驗畢的變速箱，采用無損著色探傷法對撥叉進行檢測，亦未發現有微觀裂紋，如圖15。將撥叉搭載于整車進行道路試驗，10萬公里后亦未發現異常。

圖15 經過兩輪臺架耐久試驗畢的撥叉

臺架試驗和道路試驗結果表明，改進后的撥叉強度和可靠性完全滿足使用要求。改進后的撥叉已隨變速箱按原定節點順利投放市場，上市近兩年，無斷裂故障反饋。

5 結論

針對鑲嵌鋼件的鋁合金撥叉在臺架試驗和道路試驗中出現的斷裂故障現象，進行了CAE有限元分析，結果表明其強度滿足要求，安全系數為 2。對斷裂件的化學成分、金相顯微組織進行分析，其Fe元素含量超上限，金相組織中條片狀β相（Al9Si2Fe2）較多且粗大；存在著較密集的縮松、氣孔和夾雜等缺陷。為了控制Fe元素含量和減少條片狀β相，消除組織缺陷，生產中嚴格控制地鋁合金的原材料成分和熔煉、壓鑄工藝過程參數；為了提高撥叉的安全系數，對撥叉的結構進行了局部修改，增加鑲嵌過渡處鋁合金實體的體積。對整改后的撥叉進行靜強度破壞性試驗和疲勞耐久試驗，結果表明，整改后的撥叉完全滿足使用要求，并已隨新車順利上市。