渗碳淬火齿轮有效硬化层深度的理论计算.pdf

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试验研究~
渗碳淬火齿轮有效硬化层深度的理论计算
段民
太原重型机械集团齿轮传动分公司,山西太原030024)
摘要:渗碳淬火齿轮的应用日益广泛。为提高齿轮的承载能力,必须使之获得足以抵抗接触疲劳破坏的
有效硬化层。可通过分析齿轮失效机制和损伤过程,运用赫兹应力公式、藤田公式及 Smith理论,
在弹性范围内计算渗碳淬火齿轮的有效硬化层深度,同时提供了计算渗碳淬火齿轮有效硬化层深
度的经验公式。
关键词:有效硬化层;接触疲劳;赫兹应力公式;藤田公式
中图分类号:TG162.73
文献标识码:A
文章编号:1008-1690(2013)03-0052-04
Calculation of Effective Case Depth of Carburized and Hardened Gear
DUAN Min
(Gear Transmission Branch Office, Taiyuan Heavy Machinery Co., Taiyuan030024, Shanxi China)
Abstract: Application of carburized and hardened gears is increasingly popularized. The carburized and hardened
gear must be provided with effective case sufficient to resist contact fatigue breakdown to increase the load-bearing
capability. On the basis of the analysis on both the failure mechanism and the damage process of gear, the effective
case depth of gear carburized and hardened can be calculated in the elastic range using the H Herz formula, Fujita
formula and Smith theory. Furthermore, there was a empiric formula to calculate the effect case depth of gear
carburized and hardened
Key words: effective case depth contact fatigue; H Herz formula; Fujita formula
经渗碳淬火的齿轮由于具有较高的承载能力,去平衡,则会出现淬火裂纹。如果因磨齿加工使得
近年来应用日益广泛,尤其是在重型矿山、风力发电渗儼淬火后产生的残余应力场失去平衡,则会出现
及治金起重设备等领域。齿面接触疲劳是影响齿轮磨削裂纹。当残余应力场某一处应力值不能抵抗外
承载性能的主要因素之一,了解渗碳淬火齿轮接触力或其深度小于外力作用在齿面的深度时,则会发
疲芳性能与有效硬化层深度之间的关系,确定合理生接触疲劳破坏。由此可见,为了提高齿轮的承载
的有效硬化层深度,对提高齿轮的承载能力延长齿能力,就必须有一个足以抵抗按触疲劳破坏的有效
轮使用寿命显得尤为重要。
硬化层,有效硬化层深度一定要大于产生接触疲劳
1渗碳淬火齿轮的接触疲劳
的应力场深度
1.2使用过程中的失效
1.1加工过程中的失效
通常将齿面的疲劳损伤形式分为点蚀和剥落炳
齿轮经过渗碳淬火和磨齿加工,在齿的渗碳种。渗磯淬火齿轮虽然也发生点蚀,但主要是剥落
层中产生较大的相对稳定的残余应力场(热处理和根据裂纹源的位置,剥落又可分为浅层剥落和硬化
加工硬化产生的综合应力场),该应力场也可视为层剥落。浅层剥落发生在硬化层内,剥落坑深度
是一个具有一定厚度的、由金属键交织而成的应力般小于1mm;而硬化层剥落则发生在硬化层与心部
网。正因为齿面存在着这种残余应力场,可以抵抗的交界处,剥落坑的深度与硬化层的深度相近。硬
外力(接触应力。),オ使得齿面的接触疲劳强度烤面浅层剥落与点蚀在宏观上不易区分,但裂纹源
大大提高。如果滲碳淬火时所产生的残余应力场失产生的位置不同。点蚀起始于接触表面;浅层剥落
收稿日期:2012-08-09
作者简介:段民(1982-),男,山西稷山人,エ程师,主要从事热处理工艺研究等工作。
联系电话:13754869158,E-mail:duanminly(@126.com
《热处理》2013年第28卷第3期
起始于次表层。
国内外学者已做了大量的关于失效的机制的研
K
(3)
究工作。 Hertz早在1881年就首次推导出两光滑园
K,K,+K,-4b2
柱面线接触的接触应力计算式,至今仍被采用。
K
KI
1953年,Smih以此为基础,确定了当法向力和切向
b=1.522
PRIR
力共同作用时炳圆柱体内的主应力和切应力分布。
EL(R,+R
(4)
1979年,藤田公明运用 Smith理论解释齿轮接
K1=(6+
触疲劳试样的失效,通过试验,他认为剥落破坏是由
(5)
正交剪切应力造成的。假定材料的抗剪疲劳强度与
硬度成正比,则可以用应力与硬度之比的大小来
p1 p
Z
(6
解释接触疲劳的机制和裂纹的起始位置,而在裂纹
1-Ak1.1-C
起始的位置该比值达到最大值。
上式中:∫为摩擦因数;E为弹性模量(钢的E=
2有效硬化层深度的理论推导
07760N/mm2);R1,R2为两圆柱体半径,mm;b为
2.1正交剪切应力r、的计算
接触宽度之半,m;on为接触应力,MPa;L为接触
长度,mm;Fn为法向力,N;p1,p2为主、从圆柱体节
对轴线平行的圆柱体对滚接触,在法向力和
点处的曲率半径,m;px为综合曲率半径,mm;y为
切向力共同作用下圆柱体(弹性体)内的正交剪切
接触面在Y轴上的长度,m;7为接触面在Z轴上
应力可表示为:
的长度,mm;m为泊松比;W,A为计算系数,无实际
2W+f(b2+2y2+
物理意义;z为计算所得,在二圆柱体对滚接触时为
0.418;±为正号用于外接触,负号用于内接触。
3yxW」
由式(1)可计算出如图1(a)所示YOZ平面内
任意一点的正交剪切应力值。在距表面同一深度处
(即Z一定),,沿Y轴的分布如图2所示。不考虑
式中:W=
K
(2)剪切应力(或正负)对疲劳破坏的影响,取该深度下
K2K1+K2-4b
最大值(rn)m,作为该深度的正交剪切应力值(因为
K
K
随着接触点的移动,每一点都要经过如图2所示的
应力循环)
图1对滚接触的两圆柱体{(a)及其应力状恋(b)
ig. 1 (a)Two cylinder in a rolling contact and (b)stress condition
效于上述圆柱体的对滚接触。渐开线齿面各点的曲
计算接触表面以下各个深度处的最大正交剪切应率半径不同,滑差也不等,为了简化计算,通常取节
力,就可得出(x)a沿Z轴的分布状态,如图3所