結(jié)果表明：相較于單次小徑噴丸，復(fù)合小徑噴丸能夠獲得更大的殘余壓應(yīng)力，且表面粗糙度更小；隨著噴丸強(qiáng)度和噴丸覆蓋率的增大，殘余壓應(yīng)力值均有所增大，且殘余壓應(yīng)力最大值深度基本不變。通過噴丸強(qiáng)化試驗，驗證了噴丸有限元模型的合理性，且復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化在齒輪表層引入高殘余壓應(yīng)力和提升表面硬度的同時基本不改變粗糙度大小。齒輪接觸疲勞壽命試驗結(jié)果表明復(fù)合小徑噴丸后齒輪副間的傳動效率明顯升高，疲勞壽命相當(dāng)于未噴丸齒輪的 2.38 倍，壽命提升效果明顯。

        隨著現(xiàn)代工業(yè)的快速發(fā)展，齒輪的表面質(zhì)量和疲勞性能不斷提高。噴丸(Shot peening，SP) 作為冷加工的一種方法，通過機(jī)械手段在齒輪表面產(chǎn)生壓縮變形，使表面產(chǎn)生形變改性層，引入殘余壓應(yīng)力，減小最大拉應(yīng)力值，有效降低應(yīng)力比和平均應(yīng)力，能夠顯著提高齒輪的疲勞極限，延長齒輪的疲勞壽命。傳統(tǒng)噴丸處理在齒輪表層形成殘余壓應(yīng)力和加工硬化的同時，會使齒輪表面粗糙度增大，造成局部應(yīng)力集中，導(dǎo)致齒輪點蝕概率的升高和疲勞強(qiáng)度的降低。復(fù)合噴丸則是在普通噴丸的基礎(chǔ)上，采用尺寸更小的丸粒再次對齒輪表面進(jìn)行噴丸強(qiáng)化。相比于傳統(tǒng)噴丸，復(fù)合噴丸不僅在齒輪表面獲得了更大的殘余壓應(yīng)力值，而且能更好地改善齒輪表面質(zhì)量。

　　有限元軟件模擬相比于噴丸強(qiáng)化試驗而言具有高效、成本低的優(yōu)點，因此眾多學(xué)者運用有限元軟件進(jìn)行建模，分析不同噴丸參數(shù)對噴丸強(qiáng)化效果的影響。Hong 等建立了單丸粒有限元模型，對彈丸直徑、噴丸速度、噴射角度以及噴射次數(shù)對靶材表面殘余應(yīng)力的影響進(jìn)行分析。Schiffner 等通過建立軸對稱模型，分析噴丸強(qiáng)度以及材料參數(shù)對殘余應(yīng)力場的影響。Majzoobi 等利用有限元方法研究噴丸覆蓋率對殘余應(yīng)力場的影響。Meguid 等對噴丸過程進(jìn)行了全面的非線性動態(tài)彈塑性有限元分析，結(jié)果表明，多彈丸沖擊能使靶材表面殘余應(yīng)力和塑性應(yīng)變更加均勻，并且彈丸和靶材之間的摩擦因數(shù)對殘余應(yīng)力的影響可以忽略不計。Miao 等建立了隨機(jī)彈丸分布的三維有限元模型，模擬了噴丸的動態(tài)沖擊過程，指出該模型相比于傳統(tǒng)噴丸模型在預(yù)測噴丸過程方面更具合理性。Zhang 等通過試驗對傳統(tǒng)噴丸與微粒子噴丸進(jìn)行研究，結(jié)果表明傳統(tǒng)噴丸可以增加表面硬度、殘余壓應(yīng)力和表面粗糙度，而微粒子噴丸可以降低表面粗糙度，進(jìn)一步增加表面硬度和殘余壓應(yīng)力，并且傳統(tǒng)噴丸與微粒子噴丸相結(jié)合能最大程度提高齒輪鋼的耐磨性能。趙莉莉等建立 9 丸粒有限元模型，分析了彈丸速度、噴丸次數(shù)以及多丸粒分布對殘余壓應(yīng)力的影響。梁若等通過建立 34CrNiMo6 鋼隨機(jī)多彈丸的周期性三維有限元模型，分析了復(fù)合噴丸強(qiáng)化以及不同噴丸強(qiáng)度對殘余應(yīng)力場的影響。趙志強(qiáng)等通過對比單次噴丸和復(fù)合噴丸強(qiáng)化，結(jié)果表明噴丸方式對最大殘余壓應(yīng)力和應(yīng)力層深度影響不大，復(fù)合噴丸可顯著降低噴丸表面粗糙度。

　　目前，復(fù)合噴丸強(qiáng)化工藝的第一次噴丸大多采用直徑較大的丸粒對材料表面進(jìn)行噴丸，其目的是在材料表層誘導(dǎo)較高的殘余壓應(yīng)力;第二次噴丸則是采用直徑較小的丸粒進(jìn)一步優(yōu)化材料表面殘余壓應(yīng)力分布，并盡可能地降低噴丸后的材料表面粗糙度。然而，該工藝在引入高殘余壓應(yīng)力的同時仍會使材料表面粗糙度明顯增大，導(dǎo)致材料表面容易發(fā)生局部應(yīng)力集中，對材料表面的接觸疲勞性能產(chǎn)生不利的影響，而對復(fù)合噴丸中兩次均采用直徑較小的丸粒進(jìn)行噴丸的研究相對較少。因此，本文采用直徑范圍為 0. 1～0. 25 mm 的丸粒對齒輪表面進(jìn)行小徑噴丸工藝研究，單次小徑噴丸工藝采用直徑為 0. 2 ～ 0. 25 mm 的丸粒對齒輪表面進(jìn)行噴丸，其目的為在引入高殘余壓應(yīng)力的同時有效控制齒輪表面粗糙度的增長;復(fù)合小徑噴丸工藝是指在單次小徑噴丸的基礎(chǔ)上采用直徑為 0. 1 ～ 0. 15 mm 的丸粒進(jìn)行第二次噴丸，其主要作用為進(jìn)一步細(xì)化表面并形成微凹坑織構(gòu)，優(yōu)化齒輪表面的接觸性能。

　　本文構(gòu)建考慮初始?xì)堄鄳?yīng)力的噴丸有限元模型，對單次小徑噴丸(Single small diameter shot peening，SSDSP) 與復(fù)合小徑噴丸 (Composite small diameter shot peening，CSDSP) 的強(qiáng)化效果進(jìn)行對比研究，分析不同噴丸強(qiáng)度和覆蓋率對復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化效果的影響。根據(jù)噴丸強(qiáng)化試驗與齒輪疲勞壽命試驗對復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化效果進(jìn)行驗證。

　　一、噴丸有限元模型的建立

　　材料參數(shù)

　　20MnCrS5 作為一種常見的齒輪鋼，廣泛用于工程機(jī)械、汽車和機(jī)械制造業(yè)的傳動部件，具有良好的疲勞性能和易切削性能。因此采用 20MnCrS5 齒輪鋼作為試驗材料，對試驗齒輪進(jìn)行加工和滲碳淬火熱處理，熱處理后表面硬度為 58 ～ 62 HRC，有效硬化層深度為 0. 5～0. 7 mm，屈服強(qiáng)度 Rp0. 2 為 1232 MPa。所采用彈丸為鑄鋼丸 (ZG) 。表 1 和 表 2 分別是 20MnCrS5 齒輪鋼的化學(xué)成分和材料的力學(xué)性能參數(shù)。

　　殘余應(yīng)力表征

　　有研究表明經(jīng)過熱處理和研磨后的齒輪表層存在殘余應(yīng)力，會對噴丸后齒輪表層的殘余應(yīng)力值產(chǎn)生影響。采用 Spider X-EDGE 型便攜式 X 射線衍射儀對噴丸前齒輪試件沿深度方向進(jìn)行殘余應(yīng)力檢測，檢測環(huán)境溫度為室溫，檢測位置為齒根圓角上緣處。測量時采用同傾法，掃描方式為固定 Ψ 法，Ψ 角為-40° ～40°，利用 Cr 靶輻射，選用衍射晶面(211) ，X 光管電壓為 33 kV，光管電流為 0. 08 mA。為得到齒輪表層不同深度的殘余應(yīng)力值，采用電解拋光法對齒輪進(jìn)行電解剝層，電解質(zhì)為飽和氯化鈉溶液。測量結(jié)果如圖 1 所示。

圖 1 初始?xì)堄鄳?yīng)力表征結(jié)果

　　噴丸有限元模型

　　運用有限元分析軟件 ABAQUS 建立噴丸有限元模型，模擬彈丸對齒輪表面的沖擊過程。單次小徑噴丸有限元模型如圖 2 所示，靶材為六面體有限元模型，材料為 20MnCrS5 鋼，底部采用完全固定約束，4 個側(cè)面采用非反射邊界條件以避免應(yīng)力波在靶材邊界上的反射，單元類型為 C3D8R 減縮積分六面體單元。彈丸采用 1 /2 模型，將其設(shè)置為剛體，單元類型為 C3D4 線性四面體單元。對丸粒采用偏置建模法，建立 9 丸粒對稱有限元模型，9 個彈丸按照數(shù)量為 4-2-2-1 的順序由下向上分為 4 層，依次對靶材表面進(jìn)行撞擊。丸粒模型的搭接率為 1/2，使得彈丸撞擊區(qū)域內(nèi)噴丸覆蓋率達(dá)到 100%。為提高有限元模擬計算效率，要求所建模型不能太大。第一次噴丸彈丸直徑為 0. 2 mm，靶材尺寸設(shè)定為 0. 8 mm×0. 8 mm×0. 6 mm。為保證數(shù)值模擬精度，模型的網(wǎng)格尺寸至少要小于彈丸直徑的 1/10，在此對彈丸與靶材碰撞區(qū)域進(jìn)行單元網(wǎng)格細(xì)化，使其滿足精度要求。

圖 2 噴丸有限元模型

　　有限元仿真中彈丸與靶材的接觸為通用接觸，接觸對設(shè)置為硬接觸，忽略彈丸之間的相互碰撞，應(yīng)用庫倫模型來描述彈丸與靶材之間的切向運動，摩擦因數(shù)為 0. 15，阻尼設(shè)置為 0. 5。為模擬真實彈丸的沖擊效果，對彈丸賦予速度與質(zhì)量參數(shù)，彈丸的質(zhì)量可以通過密度和半徑計算得出，然后以點質(zhì)量的形式將其定義在彈丸的參考點上。噴丸速度根據(jù)實際工況中噴射壓力轉(zhuǎn)換得到，利用 Klemenz 等得到的經(jīng)驗公式(1) 來估算噴丸速度 v：

　　式中：ρ_s、ρ_g 分別為鑄鋼丸和玻璃丸的密度，單位為 g /cm³；q 是噴丸流量，單位為 kg /min；p 為噴丸壓強(qiáng)，單位為 bar；d 為彈丸直徑，單位為 mm。

　　噴丸有限元模擬過程在 ABAQUS 中的 Explicit 顯示動力學(xué)模塊中進(jìn)行。

　　二、利用多彈丸模型模擬復(fù)合小徑噴丸

　　比較復(fù)合小徑噴丸與單次小徑噴丸

　　有限元仿真模型的相關(guān)參數(shù)如表 3 所示，模型 1 為單次小徑噴丸，噴丸壓力設(shè)為 4. 2 bar，噴丸流量為 5 kg /min，由經(jīng)驗公式(1) 求得噴丸速度大約為 75 m /s。模型 3 為復(fù)合小徑噴丸，兩次噴丸壓強(qiáng)分別設(shè)為 4. 2 bar 和 2. 2 bar，噴丸流量均為 5 kg /min，由經(jīng)驗公式(1) 得出第二次噴丸的速度大約為 50 m /s。模型 2 為模型 3 的對照組，對比分析第二次噴丸在相同速度不同彈丸直徑下對靶材表面性能的影響。模型 3 中第二次噴丸的彈丸排列方式與 1. 2 節(jié)中所述單次小徑噴丸的排列方式相同。

表 3 單次小徑噴丸與復(fù)合小徑噴丸仿真模型參數(shù)

　　噴丸有限元仿真結(jié)果如圖 3 所示。從圖 3 可以看出，模型 1、2、3 的殘余應(yīng)力曲線具有相似的變化規(guī)律，殘余應(yīng)力層深度基本相同。模型 3 的近表層殘余壓應(yīng)力明顯大于模型 1，殘余壓應(yīng)力最大值顯著提高，且最大值深度略有減小。模型 2 作為模型 3 的對照組，噴丸速度和噴丸覆蓋率保持不變，由于第二次噴丸的丸粒尺寸不同，因而產(chǎn)生了不同分布的殘余壓應(yīng)力場。模型 2 與模型 1 相比，在 10～40 μm 深度范圍中殘余壓應(yīng)力值略有增大，但在層深較大處殘余壓應(yīng)力值基本相同，且殘余壓應(yīng)力最大值深度基本不變。從以上結(jié)果中可以得出，復(fù)合小徑噴丸相比于單次小徑噴丸能在靶材近表面產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力，且殘余壓應(yīng)力最大值明顯增大，最大值深度略有減小，這是第二次噴丸采用尺寸更小丸粒的結(jié)果。

圖 3 模型 1～ 3 的殘余應(yīng)力分布

　　噴丸強(qiáng)化引入殘余壓應(yīng)力的同時，會使材料表面發(fā)生塑性變形，引起表面形貌的變化，可以利用表面粗糙度對其進(jìn)行描述。表面粗糙度公式可表示為：

　　式中：y_i ( i = 1，2，…，N) 是模型表面第 i 個節(jié)點的垂直位移；N 是所計算的節(jié)點個數(shù)。對上述 3 個模型中靶材表面所有節(jié)點的垂直位移都進(jìn)行計算，結(jié)果為模型 1 表面粗糙度為 R_a = 0. 19 μm，模型 2 表面粗糙度為 R_a = 0. 21 μm，模型 3 表面粗糙度為 R_a = 0. 16 μm。可見模型 3 的表面粗糙度最低，這表明第二次噴丸采用尺寸更小的丸粒能減小第一次噴丸對表面粗糙度的影響，改善噴丸后的齒輪表面形貌。

　　噴丸強(qiáng)度對復(fù)合小徑噴丸影響分析

　　噴丸速度是影響噴丸強(qiáng)度的一個主要參數(shù)，本文在保證其他參數(shù)一致的情況下，將噴丸速度作為變量來研究噴丸強(qiáng)度對復(fù)合小徑噴丸的影響。表 4 所示為模型 4～7 的噴丸仿真模型參數(shù)，通過改變第二次噴丸速度，得到不同噴丸強(qiáng)度下的殘余應(yīng)力結(jié)果，如圖 4 所示。

表 4 不同噴丸強(qiáng)度下復(fù)合小徑噴丸仿真模型參數(shù)

圖 4 模型 4～ 7 的殘余應(yīng)力分布

　　從圖 4 可以看出，隨著第二次噴丸速度的增加，模型 4～7 的近表面殘余壓應(yīng)力值及其最大值逐漸增大，且最大值深度基本不變，均在 20 μm 左右。當(dāng)層深大于 30 μm 后，模型 4 ～ 7 的殘余壓應(yīng)力值基本相同，殘余應(yīng)力層深基本不變。由此可以得出，隨著噴丸強(qiáng)度的增大，靶材近表面的殘余壓應(yīng)力值隨之增大，而層深較大處的殘余壓應(yīng)力值基本不變。

　　覆蓋率對復(fù)合小徑噴丸影響分析

　　噴丸覆蓋率作為噴丸工藝中最重要的參數(shù)之一，直接影響著噴丸工藝的加工質(zhì)量。為分析噴丸覆蓋率對復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化效果的影響，分別進(jìn)行 100% 覆蓋率和 200%覆蓋率復(fù)合小徑噴丸模擬研究。仿真模型的相關(guān)噴丸參數(shù)如表 5 所示，其中模型 8～10 是不同噴丸強(qiáng)度下 100% 覆蓋率復(fù)合小徑噴丸，模型 11～ 13 是不同噴丸強(qiáng)度下 200%覆蓋率復(fù)合小徑噴丸，有限元仿真結(jié)果如圖 5 所示。

表 5 不同覆蓋率下復(fù)合小徑噴丸仿真模型參數(shù)

圖 5 模型 8～ 13 的殘余應(yīng)力分布

　　從圖 5 可以看出，在 3 種不同噴丸強(qiáng)度下，200% 覆蓋率復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化與 100% 覆蓋率相比，在 20～120 μm 深度范圍內(nèi)殘余壓應(yīng)力值有所增大，但殘余壓應(yīng)力最大值相差較小，最大值深度基本不變。在 0～ 20 μm 深度范圍內(nèi)，模型 12 和模型 10 的殘余壓應(yīng)力值基本相同，而模型 13 相比于模型 10 和模型 12 而言，殘余壓應(yīng)力值卻有所減小，分析其原因為模型 13 所用噴丸工藝使靶材表面發(fā)生過噴現(xiàn)象，導(dǎo)致噴丸強(qiáng)化效果減弱。因此可以得出，在防止過度噴丸的情況下，隨著噴丸覆蓋率增大，不同層深處的殘余壓應(yīng)力值均有所增大，而對殘余壓應(yīng)力最大值的影響較小。

　　三、噴丸強(qiáng)化試驗研究與分析

　　噴丸強(qiáng)化試驗

　　從噴丸有限元仿真結(jié)果中可以得出，模型 12 的噴丸參數(shù)為最佳復(fù)合小徑噴丸工藝參數(shù)，其在防止過度噴丸的情況下，能夠最大程度的提高齒輪表面殘余壓應(yīng)力值，獲得良好的噴丸強(qiáng)化效果。

　　為驗證噴丸有限元模型的合理性，進(jìn)行 20MnCrS5 鋼齒輪噴丸強(qiáng)化試驗。利用 SP1200-V20 / 1 /2X 型數(shù)控噴丸機(jī)對齒輪表面進(jìn)行噴丸處理，該噴丸機(jī)為氣動式噴射，噴丸強(qiáng)化試驗參數(shù)如表 6 所示，為保證試驗可靠性，噴丸試驗參數(shù)與模型 12 仿真參數(shù)相同。首先使用直徑為 0. 2～0. 25 mm 的彈丸對齒輪表面進(jìn)行第一次噴丸，噴丸壓力為 0. 42 MPa;然后采用直徑為 0.1～0.15 mm 的彈丸對齒輪表面進(jìn)行第二次噴丸，噴丸壓力為 0. 22 MPa。兩次噴丸的彈丸流量均為 5 kg /min，噴射角度均為 90°，對齒輪表面噴丸時間設(shè)為 120 s，以滿足 200%噴丸覆蓋率要求。

表 6 噴丸強(qiáng)化試驗參數(shù)

　　利用阿爾門( ALMEN) 弧高值測定法對噴丸強(qiáng)度進(jìn)行測量，測得第一次噴丸強(qiáng)度為 0. 16 mmA，第二次噴丸強(qiáng)度為 0. 21 mmN。

　　殘余應(yīng)力分析

　　利用 X 射線衍射儀對復(fù)合小徑噴丸后齒輪表層的殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測，并與仿真結(jié)果進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖 6 所示。從圖 6 可以看出，仿真結(jié)果的殘余壓應(yīng)力最大值為 1173 MPa，最大值深度大約為 20 μm;試驗結(jié)果的殘余壓應(yīng)力最大值為 1220 MPa，最大值深度大約為 10 μm，殘余壓應(yīng)力最大值仿真結(jié)果比試驗結(jié)果小 3. 9%，誤差相對較小。并且在考慮齒輪表面初始?xì)堄鄳?yīng)力的情況下，獲得的仿真結(jié)果與試驗結(jié)果的殘余應(yīng)力曲線基本吻合，具有較好的一致性，因此可以證明本模型的合理性。

圖 6 仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比

　　有研究表明，當(dāng)裂紋通過殘余壓應(yīng)力場時，會使裂紋發(fā)生閉合現(xiàn)象，裂紋兩側(cè)間距明顯減小，同時裂紋擴(kuò)展速率明顯下降。并且，當(dāng)試樣表層存在高水平的殘余壓應(yīng)力時，能與外部施加載荷產(chǎn)生的應(yīng)力發(fā)生抵消，同時降低表層的局部拉應(yīng)力，促使裂紋在試樣內(nèi)部萌生，防止表面裂紋對試樣表面接觸性能產(chǎn)生影響。相比于傳統(tǒng)噴丸，復(fù)合小徑噴丸能在齒輪表面產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力，且最大值更接近于表面，有利于促使疲勞裂紋在齒輪層深較大處產(chǎn)生。

　　硬度分析

　　噴丸強(qiáng)化在齒輪表層引入殘余壓應(yīng)力的同時，會使齒輪表面發(fā)生“冷作硬化”現(xiàn)象，提高齒輪的表面硬度。為分析復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化工藝對齒輪表面硬度的提升效果，利用 HVS-1000Z 型顯微硬度計對未噴丸(Un-shot peening，USP) 齒輪和復(fù)合小徑噴丸 (Composite small diameter shot peening，CSDSP) 齒輪的表面硬度進(jìn)行測量，測試載荷為 1000 g，保荷時間為 10 s，試驗倍率為 40 倍，測量結(jié)果如圖 7 所示。

圖 7 表面硬度對比

　　從圖 7 可以看出，復(fù)合小徑噴丸后齒輪表面硬度有所提升，由于所使用的丸粒尺寸較小，且丸粒硬度與齒輪相當(dāng)甚至略小，因此主要是對輪齒表層 0. 5 mm 以內(nèi)的硬度提升效果較為明顯，而對層深較大處的硬度提升幅度較小。從整體趨勢上看，復(fù)合小徑噴丸齒輪表層各層深的硬度始終高于未噴丸齒輪，有效硬化層深度從 0. 675 mm 提升至 0. 746 mm，提升了 10. 5%。以上結(jié)果表明復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化能夠在一定程度上提高齒輪表面硬度，有利于齒輪表面性能的提升。

　　滲碳齒輪接觸疲勞裂紋形成與擴(kuò)展動力參數(shù)是齒輪次表層所受的最大切應(yīng)力 τ_max 和表面硬度的比值，減小該比值可使疲勞裂紋的擴(kuò)展阻力增大，延長裂紋的擴(kuò)展時間。復(fù)合小徑噴丸后引入的高殘余壓應(yīng)力能使 τ_max 值顯著減小，并且齒輪表面硬度有一定提高，從而能有效降低齒輪接觸疲勞裂紋形成與擴(kuò)展動力參數(shù)，抑制裂紋的產(chǎn)生與擴(kuò)展，延長齒輪的疲勞壽命。

　　粗糙度分析

　　噴丸強(qiáng)化在引入殘余壓應(yīng)力的同時，會使齒輪表面發(fā)生塑性變形，改變齒輪的表面形貌。為分析噴丸前后齒輪表面粗糙度變化，利用表面粗糙度測量儀(SURFCOM NEX 001SD-12) 分別對未噴丸齒輪和復(fù)合小徑噴丸齒輪表面粗糙度進(jìn)行測量，設(shè)置參數(shù)采樣長度為 2 mm，取樣長度為 1 mm，測針?biāo)俣葹?0. 06 mm /s，縱向放大倍數(shù)為 10000，測量結(jié)果如圖 8 所示。

圖 8 齒輪表面輪廓曲線

(a) 未噴丸齒輪;(b) 復(fù)合小徑噴丸齒輪

　　表 7 所示為噴丸前后齒輪表面粗糙度數(shù)值，從輪廓算數(shù)平均偏差 R_a 和輪廓最大高度 R_z 可以看出，復(fù)合小徑噴丸后齒輪表面粗糙度基本不變，主要原因為該復(fù)合小徑噴丸工藝采用的丸粒較小，在齒輪表面發(fā)生較小的塑性變形，且第二次噴丸采用尺寸更小的丸粒有助于優(yōu)化齒輪表面形貌；R_p 和 R_v 分別代表最大輪廓峰值和最大輪廓谷深，復(fù)合小徑噴丸齒輪相對于未噴丸齒輪 R_p 值有所減小，而 R_v 值有所增大，且代表輪廓單元平均寬度的 R_sm 值顯著降低，即輪廓峰和相鄰輪廓谷之間的間距減小，在相同取樣長度內(nèi)輪廓谷數(shù)增多，更有利于潤滑油的儲存和油膜的形成，提高齒輪嚙合時的潤滑性能。

表 7 噴丸前后齒輪粗糙度數(shù)值

　　利用 TESCAN-GAIA3 型聚焦離子束掃描電鏡 (SEM) 對未噴丸齒輪和復(fù)合小徑噴丸齒輪的表面形貌進(jìn)行觀察，如圖 9 所示。從圖 9 可以看出，未噴丸齒輪表面經(jīng)過研磨之后，齒輪表面有平行于研磨方向的劃痕，稱為平行凹槽織構(gòu)，該種表面織構(gòu)不利于齒輪表面潤滑油的儲存。而復(fù)合小徑噴丸齒輪表面在噴丸之后形成大量的小型凹坑，這種表面形貌被稱為微凹坑織構(gòu)。在齒輪試驗期間，每一個微凹坑都可以當(dāng)作一個“微小儲油池”對潤滑油進(jìn)行存儲，當(dāng)潤滑油受熱后體積增大從微凹坑中溢出，潤滑摩擦表面；同時噴丸后齒輪表面納米層具有良好的活性，易吸附潤滑油形成潤滑油膜，有利于改善試樣表面的潤滑性能。并且微凹坑織構(gòu)還能捕獲磨屑，減小磨粒對齒面的磨損。因此，噴丸后齒輪表面形成的微凹坑織構(gòu)有利于改善潤滑環(huán)境，增強(qiáng)齒輪表面的減摩抗磨能力，提高了摩擦學(xué)性能。

圖 9 齒輪表面 SEM 形貌

(a) 未噴丸齒輪；(b) 復(fù)合小徑噴丸齒輪

　　四、齒輪接觸疲勞壽命試驗研究

　　為驗證上述因素對齒輪接觸疲勞壽命的影響，以某款轎車自動變速器齒輪為研究對象進(jìn)行試驗研究，齒輪主要參數(shù)如表 8 所示，其中 m 為齒輪模數(shù)，z 為齒數(shù)，α 為壓力角，β 為螺旋角，b 為齒寬，x 為變位系數(shù)。

表 8 試驗齒輪參數(shù)

　　在圖 10 所示的動力循環(huán)試驗臺上進(jìn)行未噴丸齒輪和復(fù)合小徑噴丸齒輪接觸疲勞壽命試驗。試驗運行工況為輸入轉(zhuǎn)速 2500 r/min，輸入扭矩 230 N·m，采用噴油潤滑方式，油溫控制在 80 ℃ 左右。根據(jù)振動信號測量采集儀實時監(jiān)測頻譜變化，判斷齒輪表面是否發(fā)生點蝕。通過齒輪箱上觀測孔定時觀察齒輪點蝕情況，觀察到齒輪表面有點蝕發(fā)生，停止試驗。利用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄試驗期間的效率值變化，并將試驗分為 3 個階段，分別為試驗初期階段、中期階段以及后期階段，對提取出來的每個試驗階段的數(shù)據(jù)求取平均值，得出結(jié)果如圖 11 所示。從圖 11 可以看出，復(fù)合小徑噴丸齒輪的傳動效率始終高于未噴丸齒輪，且提升效果明顯。

圖 10 動力循環(huán)試驗臺　　

圖 11 齒輪傳動效率對比

　　圖 12 所示為未噴丸齒輪與復(fù)合小徑噴丸齒輪在發(fā)生疲勞點蝕失效時的循環(huán)次數(shù)對比圖。從圖 12 可以看出，在相同負(fù)載條件下，復(fù)合小徑噴丸齒輪是未噴丸齒輪壽命的 2. 38 倍，接觸疲勞壽命顯著提高。未噴丸齒輪與復(fù)合小徑噴丸齒輪表面點蝕如圖 13 所示。圖 13(a) 為未噴丸齒輪在 1. 95×10⁶ 次循環(huán)后的點蝕情況，圖 13(b) 為復(fù)合小徑噴丸齒輪在 4. 65 × 10⁶ 次循環(huán)后的點蝕情況。從圖 13 可以看出，復(fù)合小徑噴丸齒輪表面點蝕面積略小于未噴丸齒輪，且點蝕位置都位于齒輪節(jié)圓附近。

　　圖 12 循環(huán)次數(shù)對比圖　

圖 13 齒輪表面點蝕圖

(a) 未噴丸齒輪；(b) 復(fù)合小徑噴丸齒輪

　　通過齒輪接觸疲勞壽命試驗證明，復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化能夠改善齒輪表面的接觸疲勞性能，提升齒輪副的傳動效率，有效延長齒輪的疲勞壽命。

　　五、結(jié)論

　　1) 有限元模擬結(jié)果表明，相比于單次小徑噴丸，復(fù)合小徑噴丸能在靶材近表面產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力，且殘余壓應(yīng)力最大值明顯增大，最大值深度略有減??；在防止過度噴丸的情況下，隨著噴丸強(qiáng)度和噴丸覆蓋率的增大，殘余壓應(yīng)力值隨之增大，且最大值深度基本不變;

　　2) 通過噴丸強(qiáng)化試驗研究，對復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化效果進(jìn)行驗證，證明了噴丸有限元模型的合理性；試驗結(jié)果表明，復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化在齒輪表層引入高殘余壓應(yīng)力和提高表面硬度的同時，基本不改變齒輪表面粗糙度大??；

　　3) 通過齒輪接觸疲勞壽命試驗研究，復(fù)合小徑噴丸齒輪副間的傳動效率始終高于未噴丸齒輪，且提升效果明顯；在發(fā)生相同齒輪表面點蝕情況下，復(fù)合小徑噴丸齒輪的疲勞壽命是未噴丸齒輪的 2.38 倍，疲勞壽命大幅提升。

　　參考文獻(xiàn)略.