中圖分類號(hào)：C55；TH114 DOI：10.16579/j.issn.1001.9669.2025.08.011

0 引言

齒輪作為動(dòng)力傳遞系統(tǒng)的核心部件，其彎曲疲勞失效直接威脅裝備服役可靠性。研究表明，不斷的循環(huán)應(yīng)力作用會(huì)使裂紋在齒輪內(nèi)部形成和擴(kuò)展，在很短時(shí)間內(nèi)就會(huì)導(dǎo)致輪齒的斷裂，使傳動(dòng)系統(tǒng)立刻失效，此類失效具有突發(fā)性和災(zāi)難性特征[1]，可導(dǎo)致傳動(dòng)系統(tǒng)崩潰甚至產(chǎn)生重大安全事故。為提升齒輪抗彎性能，表面改性技術(shù)被廣泛采用。滲碳處理雖能形成深層強(qiáng)化層，具有相對(duì)較高的硬度，一定程度上抑制微裂紋萌生，但高溫工藝易引發(fā)零件畸變，需后續(xù)磨削修正，導(dǎo)致加工成本攀升；氣體氮化在 520～580^°C 下雖能減少變形，但處理周期長達(dá) 20～50h ，且滲層厚度通常不足 0.5mm ，難以滿足高承載需求3；噴丸強(qiáng)化通過引入表面壓應(yīng)力可延緩裂紋萌生，但其強(qiáng)化效果受彈丸流場(chǎng)均勻性制約，且會(huì)劣化表面粗糙度（ （R_a 值增加約 30% ）[4，這些技術(shù)瓶頸促使研究者不斷探索新型表面工程方法。離子注入氮工藝因獨(dú)特優(yōu)勢(shì)受到關(guān)注：其采用低能離子束（ lt;100keV） 在真空室溫下將氮原子注人基體，避免了傳統(tǒng)熱擴(kuò)散引起的相變和尺寸變化（變形量 lt;1μm 5，且能精確調(diào)控注入深度 （0.1～ 1μm） 和濃度梯度；同時(shí)，非平衡注入過程可在表層形成過飽和固溶體，使顯微硬度提升2～3倍[6]。

離子注入是一種環(huán)保的表面改性技術(shù)[7-8]。與其他改性技術(shù)相比，離子注入不僅可以彌補(bǔ)微缺陷，而且只需注入少量元素即可獲得亞穩(wěn)相和高過飽和固溶體，而不改變襯底性質(zhì)和尺寸，已被用于擴(kuò)展金屬材料的表面性質(zhì)[9]。例如，LEVINTANT-ZAYONTS等[]研究了氮離子注入處理彈簧鋼的摩擦學(xué)特性。結(jié)果表明，氮離子注入提高了硬度，特別是對(duì)于在中等接觸壓力的磨損條件下使用的零件。XIE等[]探討了鈦離子注入對(duì)M50鋼摩擦學(xué)性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，鈦離子注人產(chǎn)生的化合物增加了納米硬度，降低了注入層的磨損率[12]。然而，單離子注入過程的注入層相對(duì)較淺，導(dǎo)致強(qiáng)化效果降低[13]。氮等非金屬元素注入后在位錯(cuò)附近或固溶體形成了固溶強(qiáng)化，促使晶格發(fā)生畸變以妨礙位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，同時(shí)，離子轟擊材料易產(chǎn)生一定的壓應(yīng)力，出現(xiàn)冷作硬化效應(yīng)14，使得材料表面的硬度顯著提高。COLLINS等[15]對(duì)AISI1443鋼進(jìn)行了等離子體基高溫離子注人的研究；結(jié)果表明，氮含量隨溫度和劑量的提高穩(wěn)步增加，其擴(kuò)散深度遠(yuǎn)超過了理論注入層。然而，現(xiàn)有研究多聚焦于該工藝對(duì)接觸疲勞和耐磨性的改善[16]，對(duì)其彎曲疲勞行為的影響機(jī)制仍存在認(rèn)知盲區(qū)，特別是近期試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)其可能引發(fā)反常的疲勞強(qiáng)度衰減現(xiàn)象，這凸顯了揭示工藝-性能內(nèi)在關(guān)聯(lián)的緊迫性。

本研究以18CrNiMo7-6滲碳淬火齒輪為對(duì)象，通過對(duì)比分析離子注入氮前、后齒根微觀組織、硬度梯度、殘余應(yīng)力分布及其對(duì)彎曲疲勞壽命的影響，旨在揭示工藝參數(shù)與彎曲疲勞性能衰退的內(nèi)在關(guān)聯(lián)。研究結(jié)果可為高可靠性齒輪表面改性工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考，對(duì)突破現(xiàn)有技術(shù)瓶頸、提升齒輪在風(fēng)電、航空等領(lǐng)域的抗彎疲勞性能具有重要工程意義。

1試驗(yàn)方案

1.1 齒輪材料

試驗(yàn)齒輪基體材料為低碳合金鋼18CrNiMo7-6，化學(xué)成分見表1，其化學(xué)成分設(shè)計(jì)兼顧高強(qiáng)度與韌性需求。材料中關(guān)鍵合金元素 Ni（1.58% ） .Cr（1.57%） 和 Mo（0.30%） 通過固溶強(qiáng)化與二次硬化效應(yīng)顯著提升淬透性，實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度為 1 250MPa 。該鋼中碳含量控制在 0.16% （質(zhì)量分?jǐn)?shù)），既保證滲碳后的表面硬化潛力，又避免高碳鋼的脆性風(fēng)險(xiǎn)。

表118CrNiMo7-6鋼主要合金成分

Tab.1 Majoralloycompositionof18CrNiMo7-6 steel %

1. 2 齒輪熱處理工藝

未經(jīng)離子注人氮工藝的齒輪（對(duì)照齒輪）采用滲碳-淬火-回火熱處理工藝。滲碳工藝在可控氣氛爐中進(jìn)行氣體滲碳，工藝參數(shù)為：溫度 930^°C ，時(shí)間 8h ，碳勢(shì) 1.2%C ，滲層深度 1.0～1.3mm^[17] ；淬火工藝：滲碳后直接油淬（淬火介質(zhì)：ISOVG32快速淬火油），冷卻速率 100^°C/s ，表面硬度達(dá) 666～746HV0. 1 ；回火工藝：溫度 180^°C ，時(shí)間 2h ，消除殘余應(yīng)力，心部硬度保持在373～412HV0. 1 。

經(jīng)離子注入氮工藝處理的齒輪（離子注入齒輪）在對(duì)照組滲碳淬火的熱處理工藝基礎(chǔ)上，增加離子注入氮處理。采用射頻等離子體輔助離子注人系統(tǒng)，真空度 lt;10^-3Pa ；注入能量 50keV ，氮離子劑量 2×10¹⁷cm^-2 束流密度 15μA/?m² ，注入時(shí)間 2h ，靶材溫度 lt;150^°C 。形成梯度氮化層（深度 ≈0.05mm ），表面氮原子占比峰值 10% ，顯微硬度提升至 780HV0. 1 ，且無熱變形（齒廓誤差 lt;1μm ，無需后加工）。

1.3 齒輪幾何參數(shù)

試樣為標(biāo)準(zhǔn)直齒漸開線圓柱齒輪，模數(shù)為 5mm齒數(shù)為32，齒寬為 20mm ，參數(shù)如表2所示，實(shí)物如圖1所示。

表2齒輪參數(shù)Tab.2 Gearparameters

圖1試樣

2齒輪完整性表征

2.1 金相組織

金相組織分析主要檢測(cè)齒根處馬氏體等級(jí)、殘余奧氏體含量、碳化物形貌等級(jí)和非金屬夾雜等。沿齒輪齒根危險(xiǎn)截面線切割取樣；首先，依次使用 400#～ 2000#砂紙濕磨；然后，以 0.05μm 金剛石懸浮液機(jī)械拋光至鏡面；最后，采用 4% 硝酸酒精溶液（體積分?jǐn)?shù)）腐蝕10～15s，立即用無水乙醇清洗并吹干。采用金相顯微鏡對(duì)磨制輪齒的齒根區(qū)域進(jìn)行觀察[18]，如圖2所示。

圖2金相組織分析

Fig.2Metallographic structure analysis

由圖3、圖4所示的齒輪金相組織可知，對(duì)照齒輪的顯微組織顯示粗大板條馬氏體，晶界清晰，局部存在少量殘余奧氏體；離子注入齒輪的馬氏體顯著細(xì)化，呈現(xiàn)細(xì)小針狀或隱晶馬氏體結(jié)構(gòu)，晶界模糊，殘余奧氏體含量顯著減少。這是由于在離子注入過程中，高能氮離子轟擊表面，引發(fā)晶格畸變和位錯(cuò)增殖，促進(jìn)馬氏體相變的細(xì)化；同時(shí)，氮原子固溶強(qiáng)化抑制奧氏體穩(wěn)定性，加速其向馬氏體轉(zhuǎn)變。對(duì)照齒輪的殘余奧氏體等級(jí)為4級(jí)（WQH13）和2級(jí)（WQH14）。這是由于滲碳淬火后，表層因碳含量高而保留較多殘余奧氏體（圖3中白色區(qū)域占比約 15%～20% ），如表3所示。離子注入齒輪的殘余奧氏體等級(jí)提升到1級(jí)（QH03）和2級(jí)（QH06），如表4所示。這是因?yàn)殡x子注人引入的氮原子通過固溶和釘扎作用，抑制奧氏體穩(wěn)定化，殘余奧氏體含量顯著降低（圖4中白色區(qū)域占比不足5% ）。兩者碳化物形態(tài)等級(jí)均為4級(jí)，表明碳化物分布均勻，未因離子注人產(chǎn)生明顯粗化或團(tuán)聚。

圖3對(duì)照齒輪金相組織Fig.3 Metallographic structureofcomparison gear

圖4離子注入齒輪金相組織

Fig.4Metallographic structureof ion-implanted gear

表3對(duì)照齒輪金相組織等級(jí)

Tab.3 Metallographic structure grades of comparison gear

2.2 硬度梯度

選定齒根危險(xiǎn)截面處（齒廓根部過渡曲線與 30^° 切線的切點(diǎn)）為測(cè)量起點(diǎn)。沿法線方向（垂直于齒面）從表面向心部測(cè)量，測(cè)量間距 0.1mm ?？倻y(cè)量深度2.0mm ，覆蓋滲層與基體過渡區(qū)[19]。使用FM-700型顯微硬度計(jì)，載荷為 0.5N ，保載時(shí)間為 15s ，如圖5所示。

表4 離子注入齒輪金相組織等級(jí)Tab.4Metallographicstructure gradesof ion-implanted gear

圖5硬度梯度測(cè)量

Fig.5Hardnessgradientmeasurement

圖6所示為對(duì)照齒輪WQH13和WQH14與離子注入齒輪QH03和QH04齒根硬度梯度分布曲線。對(duì)照齒輪表面硬度為 695HV0.1 ，硬化層深度為1.50mm ，硬度分布特征表現(xiàn)為從表面至心部呈現(xiàn)平緩下降趨勢(shì)，滲碳層與基體過渡區(qū)硬度梯度較小。

離子注人齒輪的表面硬度為 780HV0. 1 ，較對(duì)照齒輪提升了 12.2% ，這是由于在離子注入過程中，高能氮離子轟擊齒輪表面，引發(fā)晶格畸變與位錯(cuò)增殖，形成高密度缺陷結(jié)構(gòu)；同時(shí)，氮原子固溶于馬氏體晶格中，產(chǎn)生強(qiáng)烈的固溶強(qiáng)化效應(yīng)。這兩種機(jī)制共同導(dǎo)致表面顯微硬度顯著提高。

離子注人齒輪的硬化層深度為 1.41mm ，較對(duì)照齒輪減少 6.0% ，離子注入的氮原子擴(kuò)散深度受限于工藝參數(shù)，僅能形成約 0.05mm 的梯度氮化層。盡管滲碳層總深度仍保留 1.41mm ，但表層高硬度區(qū)域的實(shí)際有效深度較淺，導(dǎo)致整體硬化層深度略有減少。

離子注入齒輪表面 0～0.05mm 內(nèi)硬度急劇升高，隨后快速下降至與對(duì)照齒輪相近的基體硬度水平。硬度曲線在 0.05mm 處出現(xiàn)拐點(diǎn)，表層氮化區(qū)與下層滲碳層之間因氮濃度梯度的急劇變化，硬度分布呈現(xiàn)“陡升-緩降\"特征。

2.3 殘余應(yīng)力

殘余應(yīng)力對(duì)齒輪的彎曲疲勞強(qiáng)度有著非常重要的影響[20]?，F(xiàn)采用ProtoLXRDX射線應(yīng)力儀（ Cr-Kα 輻射，波長 λ=0.229nm ），基于 sin²ψ 法計(jì)算殘余應(yīng)力。在齒根圓弧處，與硬度測(cè)量同點(diǎn)位，沿齒厚方向?qū)ΨQ選取左、右齒面各3個(gè)測(cè)點(diǎn)。通過電化學(xué)腐蝕逐層剝離，單層腐蝕深度 0.1mm ，共測(cè)量10層，總深度1.0mm ，如圖7所示。

圖7離子注入氮齒輪齒根處殘余應(yīng)力測(cè)量 Fig.7 Residual stressmeasurementat tooth root of nitrogenionimplanted gear

圖8所示為對(duì)照齒輪WQH13和WQH14與離子注入齒輪QH03和QH04齒根殘余應(yīng)力梯度分布趨勢(shì)。對(duì)照齒輪的表面殘余壓應(yīng)力為 -400MPa ，其應(yīng)力分布特征為從表面至深度 0.3mm 處維持較高壓應(yīng)力，隨后逐漸衰減至心部接近 -50MPa 。

離子注人齒輪表面殘余壓應(yīng)力為 -286MPa ，較對(duì)照齒輪降低 28.5% ，這是氮原子固溶導(dǎo)致表層晶格膨脹，部分抵消了滲碳淬火形成的壓應(yīng)力。此外，離子注人過程中的高能轟擊引發(fā)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)與重組，也局部釋放了原有滲碳層內(nèi)的殘余應(yīng)力；其應(yīng)力分布特征表現(xiàn)為表面壓應(yīng)力顯著降低，且在 0～0. 1mm 深度內(nèi)壓應(yīng)力衰減速率加快， 0.1mm 后與對(duì)照齒輪趨于一致。

3 疲勞試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)臺(tái)

試驗(yàn)采用GPS-200型高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)，依據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T14230—2021[21]開展單齒加載試驗(yàn)。采用設(shè)計(jì)夾具固定試驗(yàn)齒輪，上壓頭與待測(cè)輪齒（加載齒）接觸，下壓頭與支撐輪齒接觸，兩壓頭間距固定，加載齒與支撐齒間隔3個(gè)齒位，確保載荷集中于單齒齒根危險(xiǎn)截面，加載結(jié)構(gòu)如圖9所示。施加脈動(dòng)載荷，應(yīng)力比 R=0.05 ，試驗(yàn)頻率為 113Hz ，精度 ±1% 。

圖9試驗(yàn)機(jī)與設(shè)計(jì)夾具

Fig.9Testing machine and designed fixture

3.2 試驗(yàn)方法

采用常規(guī)成組法，分別對(duì)離子注入齒輪和對(duì)照齒輪開展彎曲疲勞試驗(yàn)，獲取兩種齒輪的彎曲R-S-N曲線。通過升降法預(yù)試驗(yàn)確定5個(gè)應(yīng)力級(jí)（715.3、734.6、763.5、811.9、909.1MPa），覆蓋疲勞極限至過載區(qū)間。每個(gè)應(yīng)力級(jí)至少測(cè)試5組有效樣本，總樣本數(shù)不少于28個(gè)。當(dāng)循環(huán)次數(shù)達(dá) 3×10⁶ 時(shí)，輪齒未失效計(jì)為越出點(diǎn)，試驗(yàn)停止；齒根出現(xiàn)可見裂紋或完全斷裂，判定為失效，試驗(yàn)停止。

3.3 應(yīng)力計(jì)算

根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T3480.3—2021[22]，載荷作用點(diǎn) E 的齒根應(yīng)力 σ_F^′ 的計(jì)算式為

式中， F_t 為名義切向力； Y_FE 為 E 點(diǎn)的齒形系數(shù)； Y_SE 為 E 點(diǎn)的應(yīng)力修正系數(shù)； Y_β 為螺旋角系數(shù)； Y_B 為輪緣系數(shù)； b 為齒寬； m_n 為模數(shù)； Y_sr 為與標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)齒輪尺寸相關(guān)的應(yīng)力修正系數(shù)； Y_8relT 為相對(duì)齒根圓角敏感系數(shù)； Y_RrelT 為相對(duì)齒根表面狀況系數(shù)； Y_x 為彎曲強(qiáng)度尺寸系數(shù)。

根據(jù)試驗(yàn)，齒根彎曲應(yīng)力 σ_F^′ 的系數(shù)取值如表5所示。

表5 齒輪彎曲應(yīng)力系數(shù)取值Tab.5 Bending stresscoefficientvalues of gear

基于對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)換機(jī)制，理論循環(huán)特性系數(shù) r=0 對(duì)應(yīng)的循環(huán)齒根應(yīng)力 σ_F 可用實(shí)際循環(huán)特性系數(shù) r=0.05 對(duì)應(yīng)的實(shí)際齒根應(yīng)力 σ_F^′ 進(jìn)行換算得出，見式（2）。

式中， σ_b 為齒輪材料的抗拉強(qiáng)度。施加載荷與齒根彎

曲疲勞應(yīng)力的對(duì)應(yīng)關(guān)系如表6所示。

表6齒根彎曲疲勞應(yīng)力

Tab.6 Rootbending fatigue stress

4結(jié)果與討論

4.1 試驗(yàn)結(jié)果

針對(duì)對(duì)照齒輪（WQH）和離子注入齒輪（QH），開展彎曲疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)齒輪在不同應(yīng)力級(jí)下的疲勞壽命和損傷情況如表7所示。

表7試驗(yàn)齒輪彎曲疲勞數(shù)據(jù)

Tab.7Testgearbendingfatiguedatas

續(xù)表Continued table

對(duì)照齒輪開展29組試驗(yàn)，其中14組輪齒因裂紋而失效，12組輪齒因斷裂而失效，占比 41.4% ；離子注入齒輪開展31組試驗(yàn)，其中4組輪齒因裂紋而失效，27組輪齒因斷裂而失效，占比 87.1% ，齒輪損傷如圖10所示。結(jié)果表明，離子注人齒輪的韌性要低于對(duì)照齒輪的。

4.2 疲勞壽命分析

參照國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T14230—2021，根據(jù)式（3），計(jì)算失效概率序列 F_i° 采用正態(tài)分布、對(duì)數(shù)正態(tài)分布和兩參數(shù)威布爾分布對(duì)齒輪彎曲疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分布檢驗(yàn)，按照式（4）～式（6）對(duì)應(yīng)計(jì)算分布概率值的縱坐標(biāo)序列。

采用最小二乘法對(duì)相關(guān)試驗(yàn)點(diǎn)按線性模型 Y=A+ BX 進(jìn)行常數(shù)項(xiàng) A，B 和線性相關(guān)系數(shù) r_c 值的計(jì)算，結(jié)果如表8、表9所示。

圖10試驗(yàn)齒輪損傷Fig.10 Damage of test gears

由表8、表9可知，正態(tài)分布、對(duì)數(shù)正態(tài)分布和兩參數(shù)威布爾分布的線性相關(guān)系數(shù)最小值大于線性相關(guān)系數(shù)臨界值0.878（置信度 95% ），并且對(duì)數(shù)正態(tài)分布函數(shù)的相關(guān)系數(shù)絕對(duì)值總體優(yōu)于其他2種分布函數(shù)的相關(guān)系數(shù)絕對(duì)值。因此，對(duì)數(shù)正態(tài)分布函數(shù)是試驗(yàn)數(shù)據(jù)的最優(yōu)壽命分布函數(shù)，并采用該函數(shù)進(jìn)行R-S-N擬合。

在求得定應(yīng)力水平下壽命分布的基礎(chǔ)上，計(jì)算對(duì)應(yīng)可靠度下的疲勞壽命。可靠度序列選取為0.50，0.90，0.95，0.99。將各應(yīng)力級(jí)相同可靠度的疲勞壽命，用最小二乘法進(jìn)行曲線擬合，得到 R-S-N 曲線簇。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn) GB/T14230-2021 所給不同可靠度 R 下的可靠壽命 N_L，R 計(jì)算式，對(duì)數(shù)正態(tài)分布的計(jì)算式為

根據(jù)式（7）計(jì)算得到不同可靠度下的彎曲疲勞循環(huán)次數(shù)，如表10、表11所示。

對(duì)不同可靠度下的疲勞壽命進(jìn)行分布類型檢驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，定應(yīng)力級(jí)下的疲勞壽命亦可較好地被對(duì)數(shù)正態(tài)分布描述。齒輪彎曲疲勞曲線傾斜段方程為

令 則式（8）在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下視為線性模數(shù) Y=a+bX 采用最小二乘法將可靠度相同的各應(yīng)力級(jí)上的試驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行直線擬合，得出在不同可靠度下的R-S-N曲線方程，并驗(yàn)證相關(guān)系數(shù)。對(duì)照齒輪數(shù)據(jù)擬合如表12所示，離子注入齒輪數(shù)據(jù)擬合如表13所示。

表8擬合公式的常數(shù)項(xiàng)和線性相關(guān)系數(shù)表（對(duì)照齒輪）Tab.8 Constant termand linear correlation table of the fitting formula （comparisongear）

表9擬合公式的常數(shù)項(xiàng)和線性相關(guān)系數(shù)表（離子注入齒輪）Tab.9Constant term and linear correlation table of the fitting formula （ion-implanted gear）

表10對(duì)數(shù)正態(tài)分布下對(duì)照齒輪不同概率下的疲勞壽命（對(duì)照齒輪）Tab.1oFatiguelifeunderdifferentprobabilitiesunderlognormaldistribution （comparison gear）

表11對(duì)數(shù)正態(tài)分布下離子注入齒輪不同概率下的疲勞壽命（離子注入齒輪）Tab.11 Fatigue life under different probabilities under lognormaldistribution （ion-implanted gear）

基于擬合R-S-N方程，在 50% 可靠度、低應(yīng)力級(jí)I下，對(duì)照齒輪疲勞壽命為493786，而離子注入齒輪疲勞壽命為97916，降低了 80.2% ;在中應(yīng)力級(jí)Ⅲ下，對(duì)照齒輪疲勞壽命為110421，離子注入齒輪疲勞壽命為51630，降低了 53.2% ；在高應(yīng)力級(jí)V下，對(duì)照齒輪疲勞壽命為17543，離子注入齒輪疲勞壽命為10976，降低了 37.4% ，如圖11所示。

在 99% 可靠度下、低應(yīng)力級(jí)I下，對(duì)照齒輪疲勞壽命為319179，離子注入齒輪疲勞壽命為39394，減少了 87.7% ；在中應(yīng)力級(jí)Ⅲ下，對(duì)照齒輪疲勞壽命為40970，離子注人齒輪疲勞壽命為7791，僅占比81.0% ;在高應(yīng)力級(jí)V下，對(duì)照齒輪疲勞壽命為13810，離子注入齒輪疲勞壽命為2670，僅占比 80.7% ，如圖12所示。

圖11 50% 可靠度下齒輪疲勞極限比較

圖12 99% 可靠度下齒輪疲勞極限比較

表12對(duì)照齒輪數(shù)據(jù)擬合Tab.12 Fitting of comparison gear data

表13離子注入齒輪數(shù)據(jù)擬合

Tab.13Fitting ion-implanted gearingdata

疲勞壽命結(jié)果表明，離子注人齒輪在有限壽命區(qū)間內(nèi)，其疲勞壽命遠(yuǎn)低于對(duì)照齒輪的疲勞壽命。

4.3 疲勞壽命討論

離子注入氮工藝形成的“陡升-緩降”硬度梯度（圖6），導(dǎo)致了應(yīng)力集中，促進(jìn)了裂紋擴(kuò)展。表面至0.05mm 處硬度從 780HV0. 1 驟降至 695HV0. 1 ，形成“硬-軟”界面。根據(jù)斷裂力學(xué)理論，該梯度導(dǎo)致應(yīng)力集中系數(shù) （K_t） 增加，裂紋尖端驅(qū)動(dòng)力 （ΔK） 上升，加速裂紋擴(kuò)展[23]。離子注入氮工藝產(chǎn)生的“低溫回火\"效應(yīng)，使得有效滲碳層深度從 1.50mm 降至 1.41mm 這種淺層硬化導(dǎo)致裂紋易穿透表面強(qiáng)化區(qū)進(jìn)人基體，從而降低疲勞壽命。

殘余壓應(yīng)力可通過閉合裂紋尖端，從而抑制裂紋擴(kuò)展[1]53-60[18]13-168。而離子注入氮工藝使得表面殘余壓應(yīng)力從 -400MPa 降至 -286MPa （降幅 28.5% ），其減少削弱了裂紋擴(kuò)展阻力，進(jìn)一步降低了齒輪疲勞壽命。

5結(jié)論

為探究離子注人氮工藝對(duì)齒輪彎曲疲勞強(qiáng)度的影響，針對(duì)離子注入氮齒輪和常規(guī)滲碳淬火齒輪，進(jìn)行了完整性表征，獲得齒根處金相組織、硬度梯度和殘余應(yīng)力分布情況；開展了齒輪彎曲疲勞試驗(yàn)，采用常規(guī)成組法，獲得不同可靠度下的彎曲疲勞壽命。得到如下主要結(jié)論：

1）離子注入氮工藝通過表面強(qiáng)化延緩裂紋萌生，但殘余壓應(yīng)力降低與硬化層過淺導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展抗力不足，最終使疲勞壽命降至對(duì)照組的 12.3%～19.3% 0 99% 可靠度）。離子注入氮工藝使得齒輪齒根表面硬度提升了 12.2% ，由 695HV0.1 提升至 780HV0. 1 ；但導(dǎo)致硬化層深度縮減 6.0% ，由1.50減小至 1.41mm ：表面殘余壓應(yīng)力降低 28.5% ，由 -400～-286MPa 。

2）針對(duì)該工藝導(dǎo)致的裂紋擴(kuò)展抗力不足的問題，可進(jìn)行離子注人工藝參數(shù)優(yōu)化。采用更高能量（gt;80keV） 和劑量 gt;3×10¹⁷Cm^-2， 以增加氮擴(kuò)散深度；結(jié)合深冷處理 減少殘余奧氏體并提升基體韌性。在提升表面硬度的同時(shí)，兼顧硬化層深度和殘余應(yīng)力，從而實(shí)現(xiàn)裂紋擴(kuò)展抗力的提升。

3）本研究為高精度齒輪（航空、風(fēng)電）的復(fù)合表面改性工藝設(shè)計(jì)提供了參考，建議進(jìn)一步探索“離子注入 + 噴丸\"協(xié)同強(qiáng)化方案，以平衡表面硬度與深層抗裂性能。

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Abstract：Aiming atoptimizing thegear surface modification process，theinfluenceofionnitrogen implantationon the bendingfatigue strengthofcarburizedandquenched gearswasstudied.Usinglow-carbonaloystel18CrNiMo7-6carburized andquechedgearsasthe matrix，nitrogenionimplantation treatment wascariedoutthrough aradio-frequencyplasmaassistedionimplantationsystem.Teootmetalographyardnessgradient，esidualstressistributionandbendingfatigue properties of ion-implanted gearsand unimplanted gears were systematicallycompared.The results showthat theionnitrogen implantation process increases the root hardness from 695HV0.1 to 780HV0.1 ，an increase of 12.2% ；thehardened layer depthdecreases from 1.50mm to 1.41mm ，areduction of 6.0% ；andthe surface residual stressdecreasesfrom -400MPa to -286MPa ，areduction of 28.5% .Based on the R-S-N equation fitted by bending fatigue tests，under 99% reliability， the fatiguelifeof ion-implanted gearsisonly 12.3% 19.3% ofthat of the control gears，with the failure mode dominated by brittle fractureandaceleratedcrack propagationrate.Thestudyindicatesthatalthough ionnitrogenimplantationcandelaycrack initiationthroughsurfacestrengthening，theexcessivelyshallowhardenedlayerandreducedresidualstressleadtoinsufient crack propagation resistance，ultimately weakening the bending fatigue life of gears.

KeyWords：Nitrogen ion implantation;Gear bending fatigue;Fatigue life;Residual stress Correspondingauthor：GUANRongxin，E-mail： guanrongxin@163.com

Fund：Key Ramp;Dand Promotion Projectsof Henan Province （252102220076）;Key Research Projectsof Henan Higher Education Institutions （23A460024，23A460004） Received：2025-05-09