離子注入氮工藝對滲碳淬火齒輪彎曲疲勞強度的影響研究

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

0 引言

齒輪作為動力傳遞系統的核心部件，其彎曲疲勞失效直接威脅裝備服役可靠性。研究表明，不斷的循環應力作用會使裂紋在齒輪內部形成和擴展，在很短時間內就會導致輪齒的斷裂，使傳動系統立刻失效，此類失效具有突發性和災難性特征[1]，可導致傳動系統崩潰甚至產生重大安全事故。為提升齒輪抗彎性能，表面改性技術被廣泛采用。滲碳處理雖能形成深層強化層，具有相對較高的硬度，一定程度上抑制微裂紋萌生，但高溫工藝易引發零件畸變，需后續磨削修正，導致加工成本攀升；氣體氮化在 520～580^°C 下雖能減少變形，但處理周期長達 20～50h ，且滲層厚度通常不足 0.5mm ，難以滿足高承載需求3；噴丸強化通過引入表面壓應力可延緩裂紋萌生，但其強化效果受彈丸流場均勻性制約，且會劣化表面粗糙度（ （R_a 值增加約 30% ）[4，這些技術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特優勢受到關注：其采用低能離子束（ lt;100keV） 在真空室溫下將氮原子注人基體，避免了傳統熱擴散引起的相變和尺寸變化（變形量 lt;1μm 5，且能精確調控注入深度 （0.1～ 1μm） 和濃度梯度；同時，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]。

離子注入是一種環保的表面改性技術[7-8]。與其他改性技術相比，離子注入不僅可以彌補微缺陷，而且只需注入少量元素即可獲得亞穩相和高過飽和固溶體，而不改變襯底性質和尺寸，已被用于擴展金屬材料的表面性質[9]。例如，LEVINTANT-ZAYONTS等[]研究了氮離子注入處理彈簧鋼的摩擦學特性。結果表明，氮離子注入提高了硬度，特別是對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M50鋼摩擦學性能的影響。試驗結果表明，鈦離子注人產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較淺，導致強化效果降低[13]。氮等非金屬元素注入后在位錯附近或固溶體形成了固溶強化，促使晶格發生畸變以妨礙位錯的運動，同時，離子轟擊材料易產生一定的壓應力，出現冷作硬化效應14，使得材料表面的硬度顯著提高。COLLINS等[15]對AISI1443鋼進行了等離子體基高溫離子注人的研究；結果表明，氮含量隨溫度和劑量的提高穩步增加，其擴散深度遠超過了理論注入層。然而，現有研究多聚焦于該工藝對接觸疲勞和耐磨性的改善[16]，對其彎曲疲勞行為的影響機制仍存在認知盲區，特別是近期試驗發現其可能引發反常的疲勞強度衰減現象，這凸顯了揭示工藝-性能內在關聯的緊迫性。

本研究以18CrNiMo7-6滲碳淬火齒輪為對象，通過對比分析離子注入氮前、后齒根微觀組織、硬度梯度、殘余應力分布及其對彎曲疲勞壽命的影響，旨在揭示工藝參數與彎曲疲勞性能衰退的內在關聯。研究結果可為高可靠性齒輪表面改性工藝的優化設計提供參考，對突破現有技術瓶頸、提升齒輪在風電、航空等領域的抗彎疲勞性能具有重要工程意義。

1試驗方案

1.1 齒輪材料

試驗齒輪基體材料為低碳合金鋼18CrNiMo7-6，化學成分見表1，其化學成分設計兼顧高強度與韌性需求。材料中關鍵合金元素 Ni（1.58% ） .Cr（1.57%） 和 Mo（0.30%） 通過固溶強化與二次硬化效應顯著提升淬透性，實測抗拉強度為 1 250MPa 。該鋼中碳含量控制在 0.16% （質量分數），既保證滲碳后的表面硬化潛力，又避免高碳鋼的脆性風險。

表118CrNiMo7-6鋼主要合金成分

Tab.1 Majoralloycompositionof18CrNiMo7-6 steel %

1. 2 齒輪熱處理工藝

未經離子注人氮工藝的齒輪（對照齒輪）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行氣體滲碳，工藝參數為：溫度 930^°C ，時間 8h ，碳勢 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：ISOVG32快速淬火油），冷卻速率 100^°C/s ，表面硬度達 666～746HV0. 1 ；回火工藝：溫度 180^°C ，時間 2h ，消除殘余應力，心部硬度保持在373～412HV0. 1 。

經離子注入氮工藝處理的齒輪（離子注入齒輪）在對照組滲碳淬火的熱處理工藝基礎上，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，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

試樣為標準直齒漸開線圓柱齒輪，模數為 5mm齒數為32，齒寬為 20mm ，參數如表2所示，實物如圖1所示。

表2齒輪參數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齒根處馬氏體等級、殘余奧氏體含量、碳化物形貌等級和非金屬夾雜等。沿齒輪齒根危險截面線切割取樣；首先，依次使用 400#～ 2000#砂紙濕磨；然后，以 0.05μm 金剛石懸浮液機械拋光至鏡面；最后，采用 4% 硝酸酒精溶液（體積分數）腐蝕10～15s，立即用無水乙醇清洗并吹干。采用金相顯微鏡對磨制輪齒的齒根區域進行觀察[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化，呈現細小針狀或隱晶馬氏體結構，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，引發晶格畸變和位錯增殖，促進馬氏體相變的細化；同時，氮原子固溶強化抑制奧氏體穩定性，加速其向馬氏體轉變。對照齒輪的殘余奧氏體等級為4級（WQH13）和2級（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提升到1級（QH03）和2級（QH06），如表4所示。這是因為離子注人引入的氮原子通過固溶和釘扎作用，抑制奧氏體穩定化，殘余奧氏體含量顯著降低（圖4中白色區域占比不足5% ）。兩者碳化物形態等級均為4級，表明碳化物分布均勻，未因離子注人產生明顯粗化或團聚。

圖3對照齒輪金相組織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對照齒輪金相組織等級

Tab.3 Metallographic structure grades of comparison gear

2.2 硬度梯度

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

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

圖5硬度梯度測量

Fig.5Hardnessgradientmeasurement

圖6所示為對照齒輪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 ，硬度分布特征表現為從表面至心部呈現平緩下降趨勢，滲碳層與基體過渡區硬度梯度較小。

離子注人齒輪的表面硬度為 780HV0. 1 ，較對照齒輪提升了 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，引發晶格畸變與位錯增殖，形成高密度缺陷結構；同時，氮原子固溶于馬氏體晶格中，產生強烈的固溶強化效應。這兩種機制共同導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 ，較對照齒輪減少 6.0% ，離子注入的氮原子擴散深度受限于工藝參數，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 ，但表層高硬度區域的實際有效深度較淺，導致整體硬化層深度略有減少。

離子注入齒輪表面 0～0.05mm 內硬度急劇升高，隨后快速下降至與對照齒輪相近的基體硬度水平。硬度曲線在 0.05mm 處出現拐點，表層氮化區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“陡升-緩降\"特征。

2.3 殘余應力

殘余應力對齒輪的彎曲疲勞強度有著非常重要的影響[20]。現采用ProtoLXRDX射線應力儀（ Cr-Kα 輻射，波長 λ=0.229nm ），基于 sin²ψ 法計算殘余應力。在齒根圓弧處，與硬度測量同點位，沿齒厚方向對稱選取左、右齒面各3個測點。通過電化學腐蝕逐層剝離，單層腐蝕深度 0.1mm ，共測量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力測量 Fig.7 Residual stressmeasurementat tooth root of nitrogenionimplanted gear

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

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

3 疲勞試驗

3.1 試驗臺

試驗采用GPS-200型高頻疲勞試驗機，依據國家標準GB/T14230—2021[21]開展單齒加載試驗。采用設計夾具固定試驗齒輪，上壓頭與待測輪齒（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個齒位，確保載荷集中于單齒齒根危險截面，加載結構如圖9所示。施加脈動載荷，應力比 R=0.05 ，試驗頻率為 113Hz ，精度 ±1% 。

圖9試驗機與設計夾具

Fig.9Testing machine and designed fixture

3.2 試驗方法

采用常規成組法，分別對離子注入齒輪和對照齒輪開展彎曲疲勞試驗，獲取兩種齒輪的彎曲R-S-N曲線。通過升降法預試驗確定5個應力級（715.3、734.6、763.5、811.9、909.1MPa），覆蓋疲勞極限至過載區間。每個應力級至少測試5組有效樣本，總樣本數不少于28個。當循環次數達 3×10⁶ 時，輪齒未失效計為越出點，試驗停止；齒根出現可見裂紋或完全斷裂，判定為失效，試驗停止。

3.3 應力計算

根據國家標準GB/T3480.3—2021[22]，載荷作用點 E 的齒根應力 σ_F^′ 的計算式為

式中， F_t 為名義切向力； Y_FE 為 E 點的齒形系數； Y_SE 為 E 點的應力修正系數； Y_β 為螺旋角系數； Y_B 為輪緣系數； b 為齒寬； m_n 為模數； Y_sr 為與標準試驗齒輪尺寸相關的應力修正系數； Y_8relT 為相對齒根圓角敏感系數； Y_RrelT 為相對齒根表面狀況系數； Y_x 為彎曲強度尺寸系數。

根據試驗，齒根彎曲應力 σ_F^′ 的系數取值如表5所示。

表5 齒輪彎曲應力系數取值Tab.5 Bending stresscoefficientvalues of gear

基于對應轉換機制，理論循環特性系數 r=0 對應的循環齒根應力 σ_F 可用實際循環特性系數 r=0.05 對應的實際齒根應力 σ_F^′ 進行換算得出，見式（2）。

式中， σ_b 為齒輪材料的抗拉強度。施加載荷與齒根彎

曲疲勞應力的對應關系如表6所示。

表6齒根彎曲疲勞應力

Tab.6 Rootbending fatigue stress

4結果與討論

4.1 試驗結果

針對對照齒輪（WQH）和離子注入齒輪（QH），開展彎曲疲勞試驗，試驗齒輪在不同應力級下的疲勞壽命和損傷情況如表7所示。

表7試驗齒輪彎曲疲勞數據

Tab.7Testgearbendingfatiguedatas

續表Continued table

對照齒輪開展29組試驗，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，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。結果表明，離子注人齒輪的韌性要低于對照齒輪的。

4.2 疲勞壽命分析

參照國家標準GB/T14230—2021，根據式（3），計算失效概率序列 F_i° 采用正態分布、對數正態分布和兩參數威布爾分布對齒輪彎曲疲勞試驗數據進行分布檢驗，按照式（4）～式（6）對應計算分布概率值的縱坐標序列。

采用最小二乘法對相關試驗點按線性模型 Y=A+ BX 進行常數項 A，B 和線性相關系數 r_c 值的計算，結果如表8、表9所示。

圖10試驗齒輪損傷Fig.10 Damage of test gears

由表8、表9可知，正態分布、對數正態分布和兩參數威布爾分布的線性相關系數最小值大于線性相關系數臨界值0.878（置信度 95% ），并且對數正態分布函數的相關系數絕對值總體優于其他2種分布函數的相關系數絕對值。因此，對數正態分布函數是試驗數據的最優壽命分布函數，并采用該函數進行R-S-N擬合。

在求得定應力水平下壽命分布的基礎上，計算對應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。將各應力級相同可靠度的疲勞壽命，用最小二乘法進行曲線擬合，得到 R-S-N 曲線簇。根據國家標準 GB/T14230-2021 所給不同可靠度 R 下的可靠壽命 N_L，R 計算式，對數正態分布的計算式為

根據式（7）計算得到不同可靠度下的彎曲疲勞循環次數，如表10、表11所示。

對不同可靠度下的疲勞壽命進行分布類型檢驗研究發現，定應力級下的疲勞壽命亦可較好地被對數正態分布描述。齒輪彎曲疲勞曲線傾斜段方程為

令 則式（8）在雙對數坐標系下視為線性模數 Y=a+bX 采用最小二乘法將可靠度相同的各應力級上的試驗點進行直線擬合，得出在不同可靠度下的R-S-N曲線方程，并驗證相關系數。對照齒輪數據擬合如表12所示，離子注入齒輪數據擬合如表13所示。

表8擬合公式的常數項和線性相關系數表（對照齒輪）Tab.8 Constant termand linear correlation table of the fitting formula （comparisongear）

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

表10對數正態分布下對照齒輪不同概率下的疲勞壽命（對照齒輪）Tab.1oFatiguelifeunderdifferentprobabilitiesunderlognormaldistribution （comparison gear）

表11對數正態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、低應力級I下，對照齒輪疲勞壽命為493786，而離子注入齒輪疲勞壽命為97916，降低了 80.2% ;在中應力級Ⅲ下，對照齒輪疲勞壽命為110421，離子注入齒輪疲勞壽命為51630，降低了 53.2% ；在高應力級V下，對照齒輪疲勞壽命為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、低應力級I下，對照齒輪疲勞壽命為319179，離子注入齒輪疲勞壽命為39394，減少了 87.7% ；在中應力級Ⅲ下，對照齒輪疲勞壽命為40970，離子注人齒輪疲勞壽命為7791，僅占比81.0% ;在高應力級V下，對照齒輪疲勞壽命為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對照齒輪數據擬合Tab.12 Fitting of comparison gear data

表13離子注入齒輪數據擬合

Tab.13Fitting ion-implanted gearingdata

疲勞壽命結果表明，離子注人齒輪在有限壽命區間內，其疲勞壽命遠低于對照齒輪的疲勞壽命。

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），導致了應力集中，促進了裂紋擴展。表面至0.05mm 處硬度從 780HV0. 1 驟降至 695HV0. 1 ，形成“硬-軟”界面。根據斷裂力學理論，該梯度導致應力集中系數 （K_t） 增加，裂紋尖端驅動力 （ΔK） 上升，加速裂紋擴展[23]。離子注入氮工藝產生的“低溫回火\"效應，使得有效滲碳層深度從 1.50mm 降至 1.41mm 這種淺層硬化導致裂紋易穿透表面強化區進人基體，從而降低疲勞壽命。

殘余壓應力可通過閉合裂紋尖端，從而抑制裂紋擴展[1]53-60[18]13-168。而離子注入氮工藝使得表面殘余壓應力從 -400MPa 降至 -286MPa （降幅 28.5% ），其減少削弱了裂紋擴展阻力，進一步降低了齒輪疲勞壽命。

5結論

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

1）離子注入氮工藝通過表面強化延緩裂紋萌生，但殘余壓應力降低與硬化層過淺導致裂紋擴展抗力不足，最終使疲勞壽命降至對照組的 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 ；但導致硬化層深度縮減 6.0% ，由1.50減小至 1.41mm ：表面殘余壓應力降低 28.5% ，由 -400～-286MPa 。

2）針對該工藝導致的裂紋擴展抗力不足的問題，可進行離子注人工藝參數優化。采用更高能量（gt;80keV） 和劑量 gt;3×10¹⁷Cm^-2， 以增加氮擴散深度；結合深冷處理 減少殘余奧氏體并提升基體韌性。在提升表面硬度的同時，兼顧硬化層深度和殘余應力，從而實現裂紋擴展抗力的提升。

3）本研究為高精度齒輪（航空、風電）的復合表面改性工藝設計提供了參考，建議進一步探索“離子注入 + 噴丸\"協同強化方案，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