作者：高東海丨南京依維柯汽車有限公司 

在某輕型商用車用6 擋變速箱國產化開發過程中，變速箱樣機在臺架上滿負載進行“齒輪耐久疲勞壽命”試驗驗證，試驗過程中，3 擋出現了異響。將試驗停止，拆解變速箱觀察齒輪磨損情況，發現3擋主動齒輪的兩個輪齒斷裂，如圖1所示。按照臺架試驗技術規范，3 擋齒輪副須滿載運行273 h，實際運行僅163 h 就發生了斷齒，使用壽命僅為設計要求的59.7%。為了保證整車的開發進度，亟需分析查找輪齒斷裂的原因并采取相關對策。

圖1 斷齒齒輪外觀
Fig.1 Appearance of broken gear

1 失效描述

試驗變速箱齒輪原材料為20MnCr5 鋼，采用滲碳+淬火+低溫回火熱處理工藝，精度等級為DIN 7級。設計要求輪齒表面硬度59～63 HRC，有效硬化層深度（界限硬度為610 HV）0.4～0.7 mm，半齒寬齒根芯部硬度35～42 HRC。

觀察3擋主動齒輪，其斷裂的輪齒齒面有明顯的嚙合不均勻現象，尤其是齒根部有較嚴重的干涉摩擦損傷，而與其嚙合的3擋被動齒輪靠齒頂部位則呈嚴重的摩擦損傷，如圖2所示。斷口從干涉嚴重的一端齒根處向另一端迅速擴展至斷，呈放射狀形貌，斷面未見有宏觀冶金缺陷，如圖3 所示。3 擋主動齒輪內孔孔口兩端面有嚴重的摩擦損傷，內孔壁有一道縱向裂紋，與其相鄰的6 擋主動齒輪、3 擋、4 擋同步器齒轂相應端面亦有摩擦損傷，如圖4所示。

圖2 3擋齒輪副齒頂齒根摩擦損傷形態
Fig.2 Friction damage pattern of the top and root of 3rd gear pair

圖3 斷齒的斷口形貌
Fig.3 Fracture morphology of broken teeth

圖4 3擋主動齒輪和與其相鄰的6擋齒輪、同步器齒轂的端面磨損形貌
Fig.4 Surface wear morphology of the 3rd driving gear and its adjacent 6th gear and synchronizer hub

2 失效分析

2.1 硬度和滲碳淬火硬化層深檢測

熱處理對齒輪的承載能力和使用壽命有很大影響，滲碳后表面含碳量提高，以保證淬火后得到高的硬度，提高耐磨性和接觸疲勞強度，合適的芯部硬度以保證輪齒有足夠的強度和韌性[1]1571-1576。從3擋主動齒輪和被動齒輪上取樣磨制拋光，在維氏硬度計上檢測試樣硬度。在半齒高距表面0.1 mm 處測定表面硬度，在輪齒中心線與齒根圓相交區域測定芯部硬度，如圖5所示，并采用維氏硬度法判定滲碳層的深度，結果如表1所示。

檢測結果表明，3擋主動齒輪的齒面硬度和芯部硬度均符合技術要求，但其滲碳淬回火后硬化層深度稍深，超出技術要求0.05 mm。滲碳硬化層深度一般是根據齒面接觸應力的大小來確定，以提高表面強度，確保齒面抗磨損，并使其具有足夠的支承能力，但滲碳硬化層過深，會減少齒中心的韌性區域，增加齒的脆性[1]1571-1576。3擋主動齒輪齒部硬化層深度超出了設計要求0.05 mm，對降低齒中心韌性和增加齒的脆性影響有限。因此，造成輪齒斷裂的主要因素待進一步分析排查。

圖5 齒輪硬度檢測位置
Fig.5 Test position of gear hardness

2.2 材料化學成分檢測

金屬的成分組成是決定材料性能的主要因素，通過對金屬材料的成分進行分析，可以對產品質量進行監控，對于出現問題的產品進行原因分析[9]。在失效齒輪上取樣，采用電感耦合等離子體發射光譜法進行成分分析，結果如表2 所示，化學成分均在EN 10084-2008標準[10]范圍內。

表1 3擋主動齒輪硬度和硬化層深檢測結果
Tab.1 Test results of hardness and hardening layer depth of 3rd driving gear

表2 失效齒輪材料20MnCr5成分分析
Tab.2 20MnCr5 composition analysis of failed gear

2.3 鋼中非金屬夾雜物檢測

鋼中非金屬夾雜物主要來自鋼的冶煉和澆注過程，以機械混合物形式存在于鋼中，其含量一般都很少，但夾雜物破壞了基體的均勻連續性，造成應力集中，其所在之處往往成為疲勞裂紋的發源地。鋼中非金屬夾雜物的金相檢驗，對鋼材的冶金質量評價及機械零件的失效具有十分重要的意義。按GB∕T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》檢查和A 法評定，3 擋主動齒輪 A 類和 D 類夾雜物均為 1 級，3 擋被動齒輪 A 類夾雜物為2級、D類為1級。

2.4 金相組織檢測和異常磨損的分析

3 擋主動齒輪斷齒齒根、內孔孔口兩側端面和3擋被動齒輪的齒頂有較嚴重的摩擦損傷。除此之外，3擋主動齒輪其余部位表面磨損正常。

在3擋主動齒輪未摩擦損傷的部位取樣，進行金相檢測，齒面滲碳層組織為細針狀回火馬氏體+少量顆粒狀碳化物和殘余奧氏體，如圖6（a）所示，按JB∕T 6141.3—1992《重載齒輪 滲碳金相檢驗》評定，馬氏體為2 級，殘余奧氏體為1～2 級，碳化物為1級；輪齒中芯線與齒根圓相交區域的芯部組織為低碳馬氏體，如圖6（b）所示。說明齒輪熱處理后的組織為細密的正常回火組織，熱處理工藝符合設計要求。

圖6 3擋主動齒輪未摩擦損傷處的金相組織
Fig.6 Metallographic structure of 3rd driving gear without friction damage

從3擋主動齒輪的斷齒齒根摩擦損傷部位取樣檢查顯微組織，如圖7所示，可看到斷裂輪齒齒根的摩擦損傷處不僅有高溫回火燒傷組織，還有少量的淬火馬氏體組織。回火燒傷區較深，且產生了組織變形。

圖7 3擋主動齒輪齒根嚙合損傷處的金相組織
Fig.7 Metallographic structure of root meshing damage of 3rd driving gear

除了直接參與嚙合傳動的斷齒齒根和3擋被動齒輪齒頂部位有摩擦損傷外，不參與嚙合傳動的部位（如3擋主動齒輪內孔孔口兩側端面）亦有嚴重的摩擦損傷，與此兩端面分別接觸的6 擋齒輪、3 擋、4 擋同步器齒轂相應端面亦有摩擦損傷，如圖4 所示。3擋主動齒輪含接合齒圈一側的端面和同步器齒轂端面的局部呈高溫氧化色，同步器齒轂端面上摩擦產生的凹槽深達0.6 mm。6 擋齒輪的端面亦摩擦呈凹槽形態，而3擋主動齒輪與6擋齒輪相接觸的摩擦損傷面，不僅局部有高溫氧化色，而且有若干道裂紋，如圖8所示。其中，位于“1#斷齒”齒槽根部的“端面裂紋1#”較大且長（圖8（a）），該道裂紋已擴展貫穿于整個內孔孔壁。在該裂紋對面沿軸向將3擋主動齒輪進行線切割，端面與孔內壁貫穿的此道裂紋即完全可見，其斷面如圖9所示。該裂紋打開后，其斷裂面較平整，未見有宏觀冶金缺陷，裂紋源起始于摩擦端面，呈放射狀向內部擴展，靠近摩擦端面的斷齒面有高溫氧化色，說明此裂紋是由于摩擦所致。

圖8 3擋主動齒輪朝向6擋齒輪一側的端面裂紋
Fig.8 Crack on the end face of the 3rd driving gear towards the 6th gear

表面運動摩擦時，會使摩擦副間的溫度升高，甚至使接觸材料發生相變，形成摩擦馬氏體，使摩擦面發生熱裂和高溫氧化，其特征為徑向裂紋，一般稱之為摩擦開裂。從圖8（b）所示的3擋主動齒輪端面裂紋處取樣磨拋后浸蝕觀察，摩擦面有較厚的淬火馬氏體，如圖10 所示，裂紋從白色的淬火馬氏體區開始垂直表面擴展，以后趨向和表面平行的方向擴展，說明裂紋是由于表面摩擦過程中形成。

圖9 3擋主動齒輪端面裂紋1#已擴展至整個內孔壁
Fig.9 End face crack 1#has extended to entire inner wall of 3rd driving gear

圖10 3擋主動齒輪端摩擦面（靠6擋側）的摩擦燒傷組織和裂紋擴展形貌（40倍）
Fig.10 The friction burn structure and crack growth morphology of 3rd driving gear′end surface（near 6th gear side）（40 times）

3擋主動齒輪的斷齒齒根、被動齒輪的齒頂均有較嚴重的摩擦損傷，說明二者在嚙合過程中產生了較嚴重的干涉；3擋主動齒輪端面嚴重的摩擦磨損以及形成的裂紋，會不會影響齒輪的嚙合而致使斷齒，需結合3 擋齒輪的工作過程進一步分析。3 擋主動齒輪為右旋斜齒輪，負載嚙合傳動時，其齒寬方向上鄰近6擋齒輪的一端先進入嚙合，之后齒面嚙合區域逐漸向接合齒圈的一端轉移，作用于齒面上的切向力和軸向力亦向接合齒圈一端轉移。其與6擋齒輪相鄰的端面由于摩擦而產生了若干道燒傷裂紋，而其中的“端面裂紋1#”恰好處于“1#輪齒”齒根部的齒槽處（圖8（a））。在3 擋齒輪副運轉過程中，“1#輪齒”每參與一次嚙合，即承受一次脈沖循環變應力，其對應的齒槽根部“裂紋1#”亦即受到一次脈沖循環變應力作用。在應力作用下，裂紋會漸漸擴展。從斷齒的3擋主動齒輪實物看，其端面上的“裂紋1#”沿齒輪軸向向輪轂縱深擴展，最終輪轂內壁整個寬度范圍都出現了裂縫，如圖9所示。孔口端面上的“裂紋1#”為輪轂裂縫產生的疲勞裂紋源。

由于齒輪輪轂上出現了裂縫，當裂縫處對應的輪齒參與嚙合時，在載荷作用下，輪轂上的裂縫將會加大，致使嚙合瞬時嚙合線上的主動齒輪節距變大，不再等于3擋從動齒輪的節距，而不能滿足正確嚙合條件，最終齒頂和齒根運動干涉而產生了燒傷。輪轂上的裂縫不僅破壞了正確的嚙合節距，而且因其與“1#輪齒”齒根部相交，亦嚴重影響了“1#輪齒”的彎曲疲勞強度。3 擋齒輪副運轉到一定時間，輪轂裂縫處的“1#輪齒”疲勞斷裂。該齒斷裂后，其相鄰的前一個齒進入嚙合時，因“1#輪齒”已斷裂致使嚙合重合度降低，本應由兩對輪齒承受的載荷而全部由正在嚙合的主動輪上“2#輪齒”和從動輪上相應某個輪齒承受，“2#輪齒”過載而產生斷裂。由于對試驗過程監控實時，在兩個輪齒斷裂后及時中止了臺架運轉，避免了嚙合不連貫產生沖擊而引起其他輪齒斷裂的風險。

結合齒輪嚙合工作過程，3擋主動齒輪孔口端面燒傷出現的“裂紋1#”進而擴展為輪轂上的裂縫是產生嚙合干涉并影響輪齒彎曲強度最終致使輪齒斷裂的直接原因。

2.5 端面燒傷原因分析與裝配關系排查

3 擋齒輪的左側為與中間軸軸頸過盈配合的6 擋主動齒輪，右側為通過花鍵與中間軸配合的3 擋、4擋同步器齒轂。3 擋主動齒輪兩端面分別和6 擋齒輪端面與同步器齒轂端面相接觸，設計時留有0.45±0.15 mm 軸向間隙，如圖11 所示。當3 擋齒輪負載工作時，3 擋、4 擋同步器齒套通過結合齒圈將3 擋齒輪與中間軸連接為一體，3擋齒輪與中間軸及其兩側的6擋齒輪和同步器齒轂一起旋轉運動，彼此之間并無相對運動。當其他擋位齒輪工作時，輸出軸上的3 擋從動齒輪驅動3 擋主動齒輪在中間軸上空轉，設計時所留的0.45±0.15 mm 軸向間隙可保證3 擋齒輪自由轉動。且3 擋主動齒輪兩側的6 擋主動齒輪、同步器齒轂的相應端面均開設有潤滑油槽，兩個端面運動副運轉時有潤滑油存在，3擋主動齒輪內孔孔口兩端面不應產生摩擦磨損，而故障實物卻出現了嚴重的端面燒傷。為此，對斷齒的中間軸組件進行分步驟拆解，測量實物尺寸并查找分析端面燒傷產生的原因。

圖11 中間軸組件裝配尺寸鏈
Fig.11 Assembly dimension chain of layshaft assembly

使用三爪拉馬將與中間軸過盈配合的常嚙合齒輪、6 擋主動齒輪依次從中間軸上拉下來，再將3 擋主動齒輪和滾針軸承拿下來，剩余的零部件暫不拆解。當與3擋主動齒輪關聯的各零件軸向尺寸為理論尺寸及裝配關系正確時，裝配后所形成的封閉環0.45±0.15 mm 為其軸向間隙，其中，3 擋齒輪孔口兩端面距離、6擋齒輪孔口端面至其內孔口定位臺階的距離為尺寸鏈中的減環，中間軸上定位6擋齒輪的臺階面至同步器齒轂端面的距離為增環。分別測量這3個尺寸，結果見表3。

表3 3擋齒輪軸向間隙裝配尺寸鏈測量結果
Tab.3 Measurement results of assembly dimension chain of 3rd gear′s axial clearance

測量結果表明，作為增環的中間軸上定位6擋齒輪的臺階面至同步器齒轂端面的距離較設計理論值偏小了0.84～1.04 mm，導致作為封閉環的0.45±0.15 mm 軸向間隙已完全消除，甚至產生了軸向尺寸過盈。3 擋主動齒輪不僅沒有了自由回轉的間隙，而且產生了軸向過盈。

進一步檢測同步器另一側4擋主動齒輪的軸向尺寸和位置。為了故障實物的軸向關系不被拆解破壞，采用線切割方式將同步器齒轂和4擋齒輪沿軸向切去一部分，露出其軸向剖面，如圖12 所示。裝配過程中同步器齒轂下端面應與中間軸上的定位臺階面完全貼合，而故障實物卻有較大的間隙，使用塞尺測量，間隙值為0.95 mm。測量4擋齒輪與同步器齒轂下端面的間隙值為1.45 mm，而理論間隙應為0.3～0.45 mm，說明3 擋、4 擋同步器齒轂的軸向位置已明顯竄動。進一步拆解，先后將卡環和齒轂從中間軸上拆下來，軸向固定3 擋、4 擋齒轂的彈性卡環兩端面被擠壓地凹凸不平，發生了嚴重塑形變形，如圖13所示。

圖12 拆卸下6擋和3擋主動齒輪后的中間軸組件
Fig.12 Layshaft assembly after the 6th and 3rd gear be removed

圖13 塑形變形嚴重的彈性卡環
Fig.13 Snap ring with severe plastic deformation

當4 擋主動齒輪負載工作時，因其為右旋斜齒輪，作用于其齒面上的法向力所產生的軸向分力指向同步器齒轂。同步器齒轂通過內花鍵與中間軸上的外花鍵配合，卡環再將其在中間軸上軸向固定。卡環擠壓變形嚴重，說明其已不能可靠地固定3 擋、4擋同步器齒轂，而同步器齒轂在中間軸上的正確位置是保證其兩側3 擋齒輪和4 擋齒輪軸向間隙的關鍵。當3 擋、4 擋同步器齒轂在4 擋齒輪軸向力作用下向3 擋齒輪側移動后，致使4 擋齒輪側的間隙加大，而3 擋齒輪側的間隙消除。當其他擋位工作時，3擋主動齒輪與其相鄰的兩個零件相對轉動，因無間隙而產生摩擦，隨著時間的推移，漸漸產生摩擦燒傷，甚至產生了數道燒傷裂紋。

測量失效彈性卡環的表面硬度，實測值為40.9 HRC，而其設計理論值為47～54 HRC。卡環表面硬度偏軟，在軸向壓力的作用下發生塑形變形，已不能可靠地軸向固定3擋、4擋同步器齒轂。

綜上所述，變速箱試驗過程中，當4擋齒輪副負載工作時，4 擋主動齒輪的軸向力指向3 擋、4 擋同步器齒轂，在軸向載荷的長時間作用下，因軸向固定同步器齒轂的卡環硬度不足而發生了嚴重的塑形變形，卡環不能可靠地軸向固定同步器齒轂，致使齒轂發生了軸向竄動。位置竄動后的同步器齒轂使其另一側的3擋齒輪軸向間隙完全消除。因無軸向間隙，當其他擋位齒輪工作時，3擋主動齒輪已不能在中間軸上自由空轉，而與其左右側的6 擋主動齒輪、同步器齒轂相應端面產生了摩擦干涉，摩擦致使3擋齒輪端面產生了若干道燒傷裂紋。而其中一道端面裂紋恰好處于“1#斷齒”的齒槽根部，在齒面的軸向力和切向力綜合作用下，該裂紋漸漸向輪轂深處擴展，導致3 擋主動齒輪輪轂開裂。輪轂開裂處的“1#斷齒”參與嚙合時，因裂縫的存在影響到了嚙合節距和輪齒彎曲強度，最終輪轂裂縫處的兩個輪齒先后斷裂。

3 改進措施

在明確斷齒原因之后，重新裝配變速箱總成進行試驗。裝配前除了對各擋位齒輪的齒形齒向齒厚、熱處理性能指標等與嚙合傳動直接相關的項目進行檢測外，對齒輪和軸的各軸向尺寸亦進行檢測，同時對非直接參與嚙合傳動的卡環、同步器齒轂等零件的硬度和軸向尺寸亦進行嚴格檢測。在裝配過程中嚴格監控齒輪軸組件的壓裝力和壓裝行程等數據，以保證變速箱總成零部件和裝配工藝過程完全符合設計要求。重新裝配的變速箱總成再次進行齒輪耐久臺架試驗，滿載試驗過程中各擋位齒輪未出現異響、嘯叫等現象，整箱順利進行完1 300 h試驗考核。

拆解經臺架試驗考核畢的變速箱總成，觀察其各檔位齒輪的磨損情況，各齒輪參與嚙合的齒面磨損均勻，無點蝕，齒頂齒根無干涉，輪齒完好，其他部位如內孔、孔口亦無燒傷等異常磨損，符合QC∕T 568—2011《汽車機械式變速器臺架試驗方法》[15]中的疲勞試驗不失效判據。將變速箱總成搭載于整車上進行道路可靠性試驗，順利通過了10 萬公里的耐久考核。經過臺架和道路試驗驗證畢的該變速箱已批量生產，隨整車投放市場。

4 結論

（1）針對與斷齒現象直接關聯的齒輪熱處理硬度、滲碳層深、材料成分、非金屬夾雜物、非異常磨損部位金相顯微組織等項目進行分析測量，符合設計要求。

（2）從3擋主動齒輪斷齒齒根、內孔兩端面異常磨損現象展開分析，其異常磨損部位的金相組織表明為摩擦燒傷所致。結合斜齒輪嚙合工作過程，指出恰好處于斷齒根部齒槽處“端面裂紋1#”為輪轂裂縫的疲勞裂紋源。輪轂開裂影響到了輪齒強度和嚙合節距，削弱了輪齒彎曲強度和產生了嚙合干涉，最終致使輪齒斷裂。指出了斷齒和端面異常磨損現象間的內在聯系。

（3）進一步分析端面裂紋產生的原因，中間軸組件上起軸向定位作用的卡環硬度偏軟，在齒輪嚙合軸向力作用下擠壓變形嚴重，同步器齒轂位置發生軸向竄動，3 擋齒輪軸向間隙消除甚至軸向過盈，不能自由轉動而產生了端面摩擦燒傷裂紋。

（4）汽車變速箱內的嚙合齒輪對數較多，軸上裝配有不同齒輪及其他零件，不同擋位工作時，有的齒輪副傳遞動力，有的空轉，彼此間正確的軸向位置關系及軸向間隙的保持對變速箱的可靠運轉至關重要。除了齒輪自身因素外，嚴控軸系上關聯零部件的加工制造質量以及裝配過程參數，對變速箱齒輪可靠地嚙合傳動有重要意義。

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