三、噴丸對齒輪使用性能提高的作用機理研究

　　接觸疲勞性能

　　接觸疲勞損傷：在汽車齒輪傳動過程中，齒輪副齒面接觸形式為滾滑接觸，齒輪接觸區(qū)由赫茲接觸應力和剪切應力共同作用，接觸區(qū)域出現了復雜的應力狀態(tài)，在交變的赫茲接觸應力長時間作用下，容易導致齒面裂紋的萌生和擴展，齒面出現接觸疲勞失效。考慮接觸區(qū)潤滑油，彈流潤滑下的接觸區(qū)赫茲應力分布如圖11所示。赫茲接觸疲勞失效形式主要以點蝕為主，如圖12所示。

圖11 赫茲應力分布與彈流潤滑分布

圖12 點蝕失效示意圖

　　Batista A.C等通過接觸疲勞實驗對汽車齒輪箱碳氮共滲斜齒輪齒面失效形式進行研究。齒輪材料為AISI4130鋼，在不經噴丸處理的情況下，齒面失效形式以宏觀點蝕與剝落為主，失效位置位于節(jié)圓之下，靠近有效齒廓下限位置;而氣動噴丸處理后的齒輪，齒面的失效形式以微觀點蝕為主，失效位置起始于節(jié)圓之下，然后擴展到有效齒廓靠上區(qū)域，隨后在有效齒廓下限處會出現宏觀點蝕，如圖13所示。意大利米蘭理工大學Guagliano M等發(fā)現：16CrNi4滲碳直齒輪經離心式噴丸(噴丸強度為8 A)后，在載荷作用下裂紋萌生于外表面，隨后向次表面擴展，最終裂紋再延伸到外表面，形成齒面宏觀點蝕。為進一步研究齒輪噴丸失效形式，查明齒面失效原因。Inés Fernández Pariente等采用接觸疲勞試驗研究了相同工藝參數下(噴丸強度、覆蓋率、彈丸直徑)，離心式與氣動式噴丸對18CrMo4滲碳直齒輪疲勞損傷的作用機制，研究發(fā)現：6×10⁷循環(huán)次下離心式噴丸后齒面失效形式主要為磨損與宏觀點蝕，見圖14，其中圖14b為圖14a中的某一宏觀點蝕微觀形貌;而對于氣動式噴丸，相同疲勞測試條件下齒面失效形式表現為宏觀點蝕與微觀點蝕，而且主要表現為微觀點蝕，圖15為不同放大倍數下的齒面微觀形貌。比較分析可得：噴丸后齒面失效形式主要與殘余壓應力分布以及半高寬值有關。離心式噴丸后齒面殘余壓應力較低，不能有效阻止疲勞點蝕萌生，裂紋穩(wěn)定擴展形成宏觀點蝕;最大殘余壓應力所在層深較淺，齒輪在赫茲接觸應力作用下，殘余應力更容易釋放;半高寬值低表明加工硬化不足，晶粒細化程度小，很難避免磨損發(fā)生。氣動噴丸可避免齒面發(fā)生磨損，但要防止微觀點蝕的發(fā)生，微觀點蝕與惡劣的接觸環(huán)境有關。同時，Pariente I F等采用滾動接觸疲勞實驗并結合SEM與XRD技術，研究了16CrNi4齒輪離心式噴丸后不同循環(huán)次下的齒面疲勞損傷演變及殘余應力、半高寬的變化規(guī)律，指出隨著滾動接觸疲勞損傷的加劇，齒面殘余應力逐漸釋放，齒面半高寬變化規(guī)律不明顯，但可通過齒面半高寬值預測滲碳、噴丸處理后的齒輪滾動接觸疲勞損傷狀況。

　　綜上，齒輪嚙合時循環(huán)接觸應力引起表面及表面下裂紋的形成，這是齒輪接觸疲勞失效的主要原因，接觸疲勞失效形式受噴丸方式、材料、硬度、工況、齒面摩擦、潤滑油等影響。嚙合時齒輪接觸面摩擦力使齒面下剪應力增加，接觸面摩擦生熱，降低了油膜承載能力，最終導致齒面點蝕損傷。根據赫茲接觸理論，所有的正應力分量都是壓應力，不會促進裂紋擴展。反之，裂紋在循環(huán)剪應力的驅動下會擴展。所以殘余壓應力對提高接觸疲勞強度方面起到了決定作用。

圖13 齒輪齒面疲勞失效形式

圖14 離心式噴丸后6×107循環(huán)次下齒面損傷顯微圖

圖15 氣動式噴丸后6×107循環(huán)次下不同放大倍數的齒面損傷顯微圖

　　抗點蝕疲勞強度：常規(guī)氣體滲碳齒輪齒面點蝕起源于由滲碳造成的晶間氧化區(qū)，噴丸殘余壓應力抑制了赫茲接觸應力下晶間氧化層的開裂，從而提高了齒輪抗點蝕疲勞強度。Kobayashi M等利用齒輪動力循環(huán)實驗臺，研究噴丸對變速器滲碳直齒輪(材料為Cr-Mo鋼)點蝕疲勞強度的影響。噴丸前齒面硬度為752HV，殘余應力為-270 MPa;噴丸后齒面硬度達到835 HV，殘余應力達到-330 MPa。研究發(fā)現：在2×10⁷循環(huán)次時，噴丸處理過的齒輪疲勞極限為未噴丸齒輪的1.35倍。采用相同材料的滾子代替齒輪進行點蝕疲勞測試，發(fā)現在相同噴丸工藝條件下得到的結果偏低，該數據為1.15倍，可見，滲碳齒輪噴丸后殘余應力與表面硬度的提高是噴丸齒輪接觸疲勞性能提升的主要原因，采用滾子代替齒輪進行疲勞點蝕實驗會低估噴丸對齒輪本身抗點蝕疲勞的提升作用。另外，材料性能與噴丸強度對齒輪抗點時疲勞強度的提升作用非常大。例如，選用AISI9310(真空熔煉鋼CVM)作為齒輪材料，齒輪經過滲碳硬化處理，在環(huán)境溫度為350 K，轉速為10000 rpm，最大赫茲應力1710 MPa的實驗條件下，美國宇航局Lewis研究中心發(fā)現：噴丸(強度為0.18~0.23 mmA)后齒輪點蝕疲勞壽命為未噴丸齒面的1.6倍，而采用較高強度(0.38~0.43 mmA)噴丸，齒輪點蝕疲勞壽命是中等噴丸強度(0.18~0.23 mmA)強化齒面的2.15倍。Wei LI 等采用UDTM與GTM方法對20CrMnMo滲碳直齒輪噴丸后接觸疲勞進行實驗研究，得到了高可靠度的S-N曲線，研究表明在恒定應力下，考慮置信水平、可靠度的接觸疲勞壽命C-R-S-N曲線遵循對數正態(tài)分布;在置信水平為95%，可靠度為99%的情況下，齒輪噴丸和不噴丸處理后的接觸疲勞強度極限分別為1810 MPa和1580 MPa，噴丸后接觸疲勞強度提高了14.56%，如圖16所示。

　　噴丸可提高齒面接觸疲勞性能，但由于疲勞壽命測試方法、齒輪材料、工藝參數的不同，目前滲碳齒輪噴丸后齒面接觸疲勞強度(或接觸疲勞壽命)增加幅度并未統(tǒng)一。

圖16 C-R-S-N接觸疲勞壽命曲線(R=0.99)

　　抗膠合性能：齒面膠合是由嚙合齒輪高壓應力與高滑移速度引起的，常出現在高速重載齒輪傳動中。Straub J C最早提出無法設計出同時滿足較高的彎曲疲勞強度與較好的抗膠合性能的齒輪，噴丸強化工藝對設計方法相同、工況相同的齒輪的抗膠合性能沒有直接影響。所以提出減小模數以提高齒輪抗膠合性能，但這對齒輪彎曲疲勞強度造成了一定影響。因而通過齒輪噴丸強化工藝對彎曲疲勞強度進行提升。這樣，噴丸強化工藝直接提高齒輪彎曲疲勞強度，并且基于齒輪設計考慮，間接提高齒輪的抗膠合性能。該學者主要從齒輪彎曲疲勞性能與膠合性能這一矛盾體出發(fā)來討論噴丸在齒輪設計過程中的作用，認為齒面膠合主要與齒面溫度相關，并沒有深入研究噴丸引入的殘余壓應力對齒面抗膠合性能影響機制。2016年Jiwang Zhang等設計了齒輪接觸模型等效試樣(材料選用17CrNiMo6滲碳齒輪鋼)，通過膠合實驗，從表面完整性方面揭示出：噴丸后齒面硬度與齒輪抗膠合性能成嚴格正比例關系;殘余壓應力增加了金屬表面結構的內聚力，提高了齒輪抗膠合性能;通過降低齒面粗糙度，因而增加齒面間最小油膜厚度，可改善齒輪抗膠合性能?？梢?，噴丸后齒面殘余應力、表面粗糙度、硬度與齒輪抗膠合性能直接相關。

　　傳動性能

　　齒輪噴丸后齒面產生微小彈坑，在彈流潤滑狀態(tài)下改善了齒輪潤滑性能。嚙合齒輪間的空氣和潤滑油的存儲量是影響齒輪噪聲輻射的重要因素，噴丸表面微觀形貌具有明顯的峰谷特征，由于齒輪所受負載不同，所以噴丸強化齒輪傳動性能的好壞一直備受爭議，相關文獻較少。

　　目前國內外學者關于噴丸對齒輪傳動性能的影響研究并不深入，僅僅關注齒輪表面形貌、粗糙度對齒輪傳動性能影響，并沒有考慮表面應力狀態(tài)與加工硬化。秦旭平等研究噴丸強化工藝對直齒輪傳動特性的影響，采用了分組、改變工況條件等實驗方法，通過對振動信號進行時域分析，指出隨著負載的增加，噴丸強化工藝對齒輪傳動系統(tǒng)振動噪聲有不良影響。H. Mohassel等研究離心式噴丸對齒輪箱中直齒輪噪聲等級的影響時，指出噴丸后齒輪潤滑性能提高，在靜載荷下傳動噪聲降低，如圖17所示，并且齒面粗糙度輪廓谷深越大，噪聲水平越低。從齒輪潤滑特性出發(fā)，周堯等采用MATLAB定性分析了直齒輪全齒面噴丸后表面微觀形貌對彈流潤滑特性的影響。探明了齒輪噴丸后潤滑性能改善的原因：齒輪噴丸強化后齒面產生的橘皮凹坑有利于儲存潤滑油，使齒面更容易建立起油膜，從而齒輪的潤滑性能得到提高。Shuai Mo等基于彈流潤滑理論，把螺旋錐齒輪嚙合模型簡化為直齒輪嚙合等效模型，運用有限元法建立了齒面噴丸后微觀形貌模型，揭示了螺旋錐齒輪噴丸強化后不同微觀形貌下的潤滑特性即油壓分布與油膜厚度分布，如圖18與圖19所示。研究表明：噴丸后齒面上出現微小彈坑，增加了輪齒間的空隙，凹坑處的壓力大幅減小，能夠減小20%以上，同時油膜厚度增加，但增加幅度不大。該研究團隊在肯定了周堯等人關于齒輪噴丸后潤滑性能提升原因的論述后，又指出噴丸后齒面彈坑附近形成粗糙峰，阻礙了潤滑油的流動，有可能增加齒輪磨損;合適的噴丸工藝參數能夠改善齒面微觀形貌，有利于提高齒輪潤滑性能，例如：適當地增加覆蓋率與噴丸強度，能去除齒面刀痕，削弱粗糙度峰值，得到光滑的表面微觀形貌，改善齒面潤滑性能;若需進一步增加潤滑性能，需要對齒面進行研磨來減少表面粗糙度。以上Shuai Mo等人利用數值模擬技術研究了螺旋錐齒輪噴丸后的潤滑特性，在提高齒輪傳動性能方面，具有一定的理論意義與工程價值，但文中所建立的齒輪噴丸有限元模型過于簡化，并沒有反映真實的噴丸工況，螺旋錐齒輪具有復雜空間曲面，齒面法矢與曲率處處變化，噴丸工藝參數相同時齒面動態(tài)沖擊力矢及生熱效應不同，彈丸顆粒并非全部垂直于齒面，將齒面簡化為平面實有不妥之處。鄭曉笛等針對新能源乘用車減速器齒輪，通過對比實驗，進一步明確指出表面粗糙度、載荷是影響齒輪傳動性能的關鍵因素。研究表明：氣動式噴丸后齒面粗糙度增加，加大了系統(tǒng)的振動與噪聲;扭矩、轉速越大，振動和噪聲的增大越明顯;提出了改善噴丸后粗糙度的措施，例如噴丸后進行齒面拋光、自由珩等。但應注意：齒輪噴丸后進行二次精加工其材料去除量不能超過殘余應力層深的10%。研究表明：噴丸對降低齒輪噪聲沒有直接益處，但彎曲疲勞強度的提高可以為降低噪聲提供更有效的齒輪設計方法。事實上，若噴丸后齒輪振動、噪聲增大，從另一角度反映出噴丸工藝參數并不是最佳工藝參數。

圖17 齒輪噪聲水平　　

圖18 噴丸齒輪表面形貌　　

圖19 噴丸齒輪潤滑特性

　　為進一步改善噴丸后齒輪表面微觀形貌與物理性能，MIC公司提出一種化學輔助表面強化技術(C.A.S.E)，它是一種無向性超精拋光工藝，其工作原理如圖20所示。該工藝消除了噴丸后在齒面留下的粗糙峰，保留了較淺的微凹痕，可提高潤滑性能。對提高齒輪抗點蝕性能有明顯的效果，使齒輪抗點蝕疲勞強度提升為加工前的5倍。該工藝在保障齒輪彎曲疲勞強度與接觸疲勞強度的同時，可改善齒面粗糙度，使加工表面達到鏡面效果，降低了齒輪傳動的噪聲與潤滑油溫度等，齒面間磨損大大降低。有數據表明：滲碳齒輪噴丸后表面粗糙度Rt為2.946 μm，而再經過C.A.S.E處理，粗糙度Rt可達到0.566 μm。

圖20 C.A.S.E工作原理

　　齒面磨削燒傷的修復

　　齒面燒傷是汽車滲碳齒輪磨削過程中面臨的突出問題，燒傷齒輪耐磨損、抗疲勞性能大幅下降，嚴重影響了齒輪的使用性能。國內外研究人員指出：噴丸具有磨削燒傷修復功能，使燒傷齒面抗疲勞強度大幅增加，按照ISO 14104標準，噴丸可使磨削燒傷修復至FB級。為進一步研究噴丸對磨削燒傷齒面修復原因，Mitchell Roux等采用硬度測試儀沿齒廓對燒傷齒面硬度進行表征(三條白色虛線為硬度測試區(qū))，并采用XRD對齒面燒傷區(qū)域某中心位置進行殘余應力表征，被測齒輪如圖21所示，其中紅色虛線所示位置為燒傷區(qū)域，圖22與圖23為磨削燒傷齒面噴丸前后齒面硬度分布圖與殘余應力分布圖。結果表明：磨削燒傷區(qū)域噴丸前后殘余應力與硬度變化較大，磨削燒傷表面存在拉應力并且硬度較低，噴丸后齒面殘余壓應力與硬度相比噴丸前大大提高。因此，噴丸通過增大燒傷齒面硬度與殘余應力，在一定程度上起到修復磨削燒傷的作用。Koenig J等進一步探究了齒面磨削燒傷修復方法發(fā)現：噴丸修復齒面磨削燒傷的方法存在齒面粗糙度較大，疲勞實驗中齒面容易出現大量微觀點蝕;采用超精拋光(例如滾筒拋光)與噴丸復合工藝，不僅增加了燒傷齒面殘余壓應力與硬度而且形成了較好的齒面光潔度，齒面點蝕疲勞強度與未發(fā)生磨削燒傷試樣相當，齒面承載能力大幅提高，但因不能完全將較深表層拉應力轉化為壓應力，此法只對于中、低級齒面磨削燒傷有效;因此齒面出現嚴重磨削燒傷后，適當調整工藝參數再次進行磨削加工可修復燒傷齒面。

圖21 磨削燒傷齒輪

圖22 硬度分布　

圖23 殘余應力分布

　　敬請關注下期內容：齒輪齒面噴丸強化研究現狀與展望(三)