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(yàn)，驗(yàn)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(shí)基本不改變粗糙度大小。齒輪接觸疲勞壽命試驗(yàn)結(jié)果表明復(fù)合小徑噴丸后齒輪副間的傳動(dòng)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(zhǎng)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(shí)，會(huì)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(diǎn)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(duì)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(yàn)而言具有高效、成本低的優(yōu)點(diǎn)，因此眾多學(xué)者運(yùn)用有限元軟件進(jìn)行建模，分析不同噴丸參數(shù)對(duì)噴丸強(qiáng)化效果的影響。Hong 等建立了單丸粒有限元模型，對(duì)彈丸直徑、噴丸速度、噴射角度以及噴射次數(shù)對(duì)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(duì)稱模型，分析噴丸強(qiáng)度以及材料參數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。Majzoobi 等利用有限元方法研究噴丸覆蓋率對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。Meguid 等對(duì)噴丸過程進(jìn)行了全面的非線性動(dòng)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(duì)殘余應(yīng)力的影響可以忽略不計(jì)。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(dòng)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(cè)噴丸過程方面更具合理性。Zhang 等通過試驗(yàn)對(duì)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(duì)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(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。趙志強(qiáng)等通過對(duì)比單次噴丸和復(fù)合噴丸強(qiáng)化，結(jié)果表明噴丸方式對(duì)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(duì)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(shí)仍會(huì)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(duì)材料表面的接觸疲勞性能產(chǎn)生不利的影響，而對(duì)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(duì)較少。因此，本文采用直徑范圍為 0. 1～0. 25 mm 的丸粒對(duì)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(duì)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(shí)有效控制齒輪表面粗糙度的增長(zhǎng);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(duì)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(duì)比研究，分析不同噴丸強(qiáng)度和覆蓋率對(duì)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(yàn)與齒輪疲勞壽命試驗(yàn)對(duì)復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化效果進(jìn)行驗(yàn)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(dòng)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(yàn)材料，對(duì)試驗(yàn)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(huì)對(duì)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(duì)噴丸前齒輪試件沿深度方向進(jìn)行殘余應(yīng)力檢測(cè)，檢測(cè)環(huán)境溫度為室溫，檢測(cè)位置為齒根圓角上緣處。測(cè)量時(shí)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(duì)齒輪進(jìn)行電解剝層，電解質(zhì)為飽和氯化鈉溶液。測(cè)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(yùn)用有限元分析軟件 ABAQUS 建立噴丸有限元模型，模擬彈丸對(duì)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(gè)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(duì)丸粒采用偏置建模法，建立 9 丸粒對(duì)稱有限元模型，9 個(gè)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(duì)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(jì)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(duì)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(duì)設(shè)置為硬接觸，忽略彈丸之間的相互碰撞，應(yīng)用庫(kù)倫模型來(lái)描述彈丸與靶材之間的切向運(yùn)動(dòng)，摩擦因數(shù)為 0. 15，阻尼設(shè)置為 0. 5。為模擬真實(shí)彈丸的沖擊效果，對(duì)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(jì)算得出，然后以點(diǎn)質(zhì)量的形式將其定義在彈丸的參考點(diǎn)上。噴丸速度根據(jù)實(shí)際工況中噴射壓力轉(zhuǎn)換得到，利用 Klemenz 等得到的經(jīng)驗(yàn)公式(1) 來(lái)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(dòng)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(yàn)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(yàn)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(duì)照組，對(duì)比分析第二次噴丸在相同速度不同彈丸直徑下對(duì)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(duì)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(chǎng)。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(shí)，會(huì)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(duì)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(gè)節(jié)點(diǎn)的垂直位移；N 是所計(jì)算的節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)。對(duì)上述 3 個(gè)模型中靶材表面所有節(jié)點(diǎn)的垂直位移都進(jìn)行計(jì)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(duì)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(duì)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(gè)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(lái)研究噴丸強(qiáng)度對(duì)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(duì)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(duì)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?yàn)槟Ｐ?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(duì)殘余壓應(yīng)力最大值的影響較小。

　　三、噴丸強(qiáng)化試驗(yàn)研究與分析

　　噴丸強(qiáng)化試驗(yàn)

　　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(yàn)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(yàn)。利用 SP1200-V20 / 1 /2X 型數(shù)控噴丸機(jī)對(duì)齒輪表面進(jìn)行噴丸處理，該噴丸機(jī)為氣動(dòng)式噴射，噴丸強(qiáng)化試驗(yàn)參數(shù)如表 6 所示，為保證試驗(yàn)可靠性，噴丸試驗(yàn)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(duì)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(duì)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(duì)齒輪表面噴丸時(shí)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(yàn)參數(shù)

　　利用阿爾門( ALMEN) 弧高值測(cè)定法對(duì)噴丸強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)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(duì)復(fù)合小徑噴丸后齒輪表層的殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測(cè)，并與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)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(yàn)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(yàn)結(jié)果小 3. 9%，誤差相對(duì)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(yàn)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(yàn)結(jié)果對(duì)比

　　有研究表明，當(dāng)裂紋通過殘余壓應(yīng)力場(chǎng)時(shí)，會(huì)使裂紋發(fā)生閉合現(xiàn)象，裂紋兩側(cè)間距明顯減小，同時(shí)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(shí)，能與外部施加載荷產(chǎn)生的應(yīng)力發(fā)生抵消，同時(shí)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(duì)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(shí)，會(huì)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(duì)齒輪表面硬度的提升效果，利用 HVS-1000Z 型顯微硬度計(jì)對(duì)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(cè)量，測(cè)試載荷為 1000 g，保荷時(shí)間為 10 s，試驗(yàn)倍率為 40 倍，測(cè)量結(jié)果如圖 7 所示。

圖 7 表面硬度對(duì)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(duì)輪齒表層 0. 5 mm 以內(nèi)的硬度提升效果較為明顯，而對(duì)層深較大處的硬度提升幅度較小。從整體趨勢(shì)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(dòng)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(zhǎng)裂紋的擴(kuò)展時(shí)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(dòng)力參數(shù)，抑制裂紋的產(chǎn)生與擴(kuò)展，延長(zhǎng)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(shí)，會(huì)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(cè)量?jī)x(SURFCOM NEX 001SD-12) 分別對(duì)未噴丸齒輪和復(fù)合小徑噴丸齒輪表面粗糙度進(jìn)行測(cè)量，設(shè)置參數(shù)采樣長(zhǎng)度為 2 mm，取樣長(zhǎng)度為 1 mm，測(cè)針?biāo)俣葹?0. 06 mm /s，縱向放大倍數(shù)為 10000，測(cè)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?yàn)樵搹?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(duì)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(zhǎng)度內(nèi)輪廓谷數(shù)增多，更有利于潤(rùn)滑油的儲(chǔ)存和油膜的形成，提高齒輪嚙合時(shí)的潤(rùn)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(duì)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(rùn)滑油的儲(chǔ)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(yàn)期間，每一個(gè)微凹坑都可以當(dāng)作一個(gè)“微小儲(chǔ)油池”對(duì)潤(rùn)滑油進(jìn)行存儲(chǔ)，當(dāng)潤(rùn)滑油受熱后體積增大從微凹坑中溢出，潤(rùn)滑摩擦表面；同時(shí)噴丸后齒輪表面納米層具有良好的活性，易吸附潤(rùn)滑油形成潤(rùn)滑油膜，有利于改善試樣表面的潤(rùn)滑性能。并且微凹坑織構(gòu)還能捕獲磨屑，減小磨粒對(duì)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(rùn)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(yàn)研究

　　為驗(yàn)證上述因素對(duì)齒輪接觸疲勞壽命的影響，以某款轎車自動(dòng)變速器齒輪為研究對(duì)象進(jìn)行試驗(yàn)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(yàn)齒輪參數(shù)

　　在圖 10 所示的動(dòng)力循環(huán)試驗(yàn)臺(tái)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(yàn)。試驗(yàn)運(yùn)行工況為輸入轉(zhuǎn)速 2500 r/min，輸入扭矩 230 N·m，采用噴油潤(rùn)滑方式，油溫控制在 80 ℃ 左右。根據(jù)振動(dòng)信號(hào)測(cè)量采集儀實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)頻譜變化，判斷齒輪表面是否發(fā)生點(diǎn)蝕。通過齒輪箱上觀測(cè)孔定時(shí)觀察齒輪點(diǎn)蝕情況，觀察到齒輪表面有點(diǎn)蝕發(fā)生，停止試驗(yàn)。利用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄試驗(yàn)期間的效率值變化，并將試驗(yàn)分為 3 個(gè)階段，分別為試驗(yàn)初期階段、中期階段以及后期階段，對(duì)提取出來(lái)的每個(gè)試驗(yàn)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(dòng)效率始終高于未噴丸齒輪，且提升效果明顯。

圖 10 動(dòng)力循環(huán)試驗(yàn)臺(tái)　　

圖 11 齒輪傳動(dòng)效率對(duì)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(diǎn)蝕失效時(shí)的循環(huán)次數(shù)對(duì)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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)蝕情況。從圖 13 可以看出，復(fù)合小徑噴丸齒輪表面點(diǎn)蝕面積略小于未噴丸齒輪，且點(diǎn)蝕位置都位于齒輪節(jié)圓附近。

　　圖 12 循環(huán)次數(shù)對(duì)比圖　

圖 13 齒輪表面點(diǎn)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(yàn)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(dòng)效率，有效延長(zhǎng)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?。辉诜乐惯^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(yàn)研究，對(duì)復(fù)合小徑噴丸強(qiáng)化效果進(jìn)行驗(yàn)證，證明了噴丸有限元模型的合理性；試驗(yàn)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(shí)，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(yàn)研究，復(fù)合小徑噴丸齒輪副間的傳動(dòng)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(diǎn)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.