【正文】 率半徑都有具體數據；此外，還考慮了其他的一些影響因素。因此， JGMA 的數據比較集中，很便于實際中采用，可以說， JGMA 給出的氮化齒輪 limH? 值時比較完善的。 試驗齒輪以鐵素體為基體，軟氮化后齒面超聲硬度為 HRC=64（ HV=820），氮化層厚度為 。根據 15 對齒輪接觸疲勞壽命試驗數據，求得失效概率 P=1%， 70 10?N時的極限應力 2lim /1060 mmNH ?? 。此外，還進行了 40Cr 鋼軟氮化齒輪的接觸疲勞壽命試驗。試件氮化層厚為 ，齒面超聲測定硬度 HRC=63（ HV=785)。試驗結果，求 北京航空航天大學 第 22 頁 得在 P=1%， 70 10?N 時的 2lim / 0 7 7 mmNH ?? 。這兩個數據畫在圖 919 中。數據點（圖919 中 *點）均落在 JGMA 碳素鋼及合金鋼軟氮化的范圍，這說明 JGMA 的數據是可用的。 比較彎曲疲勞極限值的 前提條件 目前，齒根彎曲應力 F? 和一定材料的許用彎曲應力或彎曲疲勞極限 limF? 與接觸應力一樣，也屬于“比較應力”范疇。因為同樣的一些實驗數據，采用不同的計算方法，就可以得到不同的 F? 和 limF? 值。例如， 等用 ISO 和 AGMA 的方法，計算了54 個實際使用的齒輪例樣，其齒根應力的比值如表 99 所示，從而得出： ISO 的齒根應力要比 AGMA 的高的多、其實，在 ISO 的許用彎曲應力中取 FST FY ?? ? ，從而提高了許用彎曲應力值。因此， ISO 與 AGMA 在彎曲疲勞強度上的差別并沒有像表 99所列那么大。這是“比較應力”的一個特點。基于這一點，我們在分析比較各家計算法中的彎曲疲勞極限值時，也必須與比較 limH? 一樣， 要明確比較的前提條件。 首先，要搞清試驗齒輪彎曲疲勞極限值得計算式。 這里暫不討論根據有、無缺口的試棒，用普通的彎曲疲勞試驗的方法得出齒輪彎曲疲勞極限值得情況。如果取壽命系數為 1，安全系數為 1，過載、使用系數為 1，則各家用實驗確定的彎曲疲勞極限值得計算式如下。 北京航空航天大學 第 23 頁 其它符號與式（ 99） ~（ 912）相同。 從式（ 914） ~（ 917）可看出，除了各式共有的一些影響因素外， OCT? 式是考慮因素最多的。相對地 JGMA 式最為簡單 ，甚至沿齒寬方向載荷分布不均勻都不考慮。要注意， OCT? 式中的齒形系數 FY 中包含了應力集中系數，因此由式（ 915）確定的 bFlim?值必然高于其它計算式的相應值（見圖 921）。 北京航空航天大學 第 24 頁 關于彎曲疲勞的失效判據，目前也不完全統(tǒng)一。 ISO 明確指出：通常，齒的折斷就是齒輪壽命的終止。然而有許多資料認為，齒輪的彎曲疲勞失效應以齒根出現一定程度的裂紋為標志。會田俊夫還用 0m （ =脈動壓縮極限 /脈動拉伸極限）與 r） =壓縮側彎曲應力 /拉伸側彎曲應力）的相對關系來區(qū)別各種齒輪彎曲破壞的情況。書的作者曾經在齒輪彎曲疲勞試驗中，多次觀察到從齒根出現裂紋到斷齒之間壽命上的差別。這種差別取決于所加載荷的大小，材料性能和熱處理工藝。因此，在計算法中，應該像 ISO 那樣，明確齒輪彎曲疲勞的失效判據，然而， AGMA、 JGMA 和 OCT? 都沒有提到這一點。此外， limF? 數值的可靠度也要充分注意。 ISO 中的 limF? 區(qū)域圖數據，具有 1%的失效概率，即可靠度為 99%。在 OCT? 中，沒有明確地給出 bFlim? 數值的可靠度，但在 OCT?2135475 的表 11 中，有一個注值得我們注意。這個注說明 bFlim? 是由試驗確定的，并用最大局部應力表示的外嚙合漸開線圓柱齒輪疲勞極限的平均值作為 bFlim? 。在數理統(tǒng)計上，平均值得可靠度為 50%，因此可以認為 OCT? 的 bFlim? 的失效概率為 50%。此外，在 OCT? 的安全系數中，有一個考慮齒輪材料性能不穩(wěn)定和齒輪傳動重要程度的系數39。FS ，此 39。FS 值按照可靠度等于 和大于 兩檔給出。由于可靠度與 bFlim? 不同，因此安全系數的取值就比較大了。 AGMA 和 JGMA 的極限應力，都沒有明確的可靠度概念。這種可靠度有無的不同，必然導致各計算法的 limF? 取值的不同。 在比較各計算法中的 limF? 時，還要注意各自應力循環(huán)基數 ?N ，否則不易真正看出彼此的高低。 彎曲疲勞極限值的分析比較 圖 920 是 ISO 和 AGMA 的球墨鑄鐵、可鍛鑄鐵和灰鑄鐵的 limF? HB 線圖。由于OCT? 、 JGMA 沒有類似材料的數據，故從缺。圖中我國球鐵的一個數據點蝕通過 13對齒輪的彎曲疲勞壽命試驗得到的。試驗齒輪采用我國稀土鎂球鐵，正火處理， HB=244，相當于 GB134878 中的 ，得到當失效概率 P= 時的2lim /207 mmNF ?? ，其相應的循環(huán)基數取 6105???N 。此 ?N 值是根據試驗得到的疲勞 北京航空航天大學 第 25 頁 曲線確定的，和 ISO201E 的數據（ 60 103??N )有差別。 圖 921 是調質、正火鋼齒輪（ HB450)的 limF? 線圖。此圖示根據 ISO、 AGMA、 JGMA和 OCT? 的原始數據繪制的，沒有統(tǒng)一的循環(huán)基數和失效判據。 各計算方法對區(qū)分鋼種，區(qū)分正火、調質和區(qū)分鑄、鍛件的考慮情況見表 看出， ISO 和 JGMA 考慮比較細。不過也要注意到 OCT? 雖然對 limF? 不作鑄鍛之分，但其安全系數的取值卻有鑄鍛之別。 由圖 921 可看到，各計算法的大部分數據都落在 ISO 的區(qū)域里。但引人注目的是 北京航空航天大學 第 26 頁 OCT? 的數據（按 2lim /, mmNHBbF ?? 作圖）遠遠高于其它值，如果 HB=350（圖中HB 與 HV10 值按近似值關系處理），則 2lim /630 mmNbF ?? ，此值是 ISO 上限值得 倍。數據高的原因，上面已經分析過了。如果 將 OCT? 的 bFlim? 值除以集中系數，則與ISO 的 limF? 就比較接近了。此外 JGMA 合金鋼調質，在輪齒硬度大于 HB300 時也取較大的 limF? 值。 從圖 921 可見， ISO 碳鋼調質的硬度只到 HB210，這可認為是太低了，取 JGMA 得范圍較好（ HB=160~290）。 圖 921 中的數據點 和 ? ，分別為我國 I 型貝氏體球鐵和 II 型貝氏體球鐵的試驗 北京航空航天大學 第 27 頁 數據。 I 型貝氏體球鐵的基體組織為上貝氏體 +下貝氏體，等溫淬火溫度為 C?310 ，HRC= 型貝氏體球鐵的基體組織為下貝氏體，等溫淬火溫度為 C?280 ， HRC=41。圖 921 兩個數據點是根據試驗結果，經統(tǒng)計處理而得到的，具有 99%可靠度，其8103???N .貝氏體球鐵雖然經等溫淬火，但硬度并不高，屬于中等硬度齒輪，所以可歸入調質類齒輪，其 limF? 值也大致落在 AGMA 正火、調質鋼的 limF? 范圍內。 圖 922 是滲碳淬火、高頻淬火、火焰淬火和整體淬火鋼齒輪的 limF? 線圖。從圖中看出，對高頻或感應淬火齒輪， AGMA 只給出一個硬度的 limF? 值，并且部分鋼種，這是最粗糙的數據。 JGMA 分碳鋼和合金鋼給出與 HV 成單值關系的線圖，這比 ISO 是進了一步。 對于合金鋼滲碳淬火齒輪， ISO、 OCT? 、 JGMA 和 AGMA 的數值范圍比較一致。JGMA 碳鋼滲碳淬火齒輪的 limF? 是最低的。除了 OCT? 給出合金鋼整體淬火齒輪的數據外其他計算法均從缺，這可能是整體淬火齒輪的固有缺點而不被推薦的緣故。 圖 923 是氮化齒輪的 limF? 的線圖。由于 JGMA 中無這類齒輪的數據，因此圖 923中從缺。 AGMA 只給出 4140 鋼氮化一個數據。 OCT? 給出的硬度范圍較寬，可高達 北京航空航天大學 第 28 頁 HV1=950。但 ISO 指出： 1）表面硬度 HV1750 時，由于脆性，疲勞強度降低； 2）在表面硬化和氮化齒輪中，由于不僅表面硬度，而且硬化程度與邊緣區(qū)的硬度降都有某些影響，因此幾乎顯不出表面硬度對疲勞極限的影響。可見， ISO 與 OCT? 在齒面硬度的取值上是不完全一致的。 以上分析比較是輪齒單向彎曲時的 limF? 值。對于雙向彎曲的齒輪，各計算法作如下處理： ISO：對于惰輪，取上述數據的 70%；對于正反轉中改變載荷方向的齒輪，允許用大于 70%的數值。 OCT? ：在 limF? 的計算公式中， 用一個雙向受載荷影響系數 FCK 來考慮，即當單向受載時， FCK =1，當雙向受載時 北京航空航天大學 第 29 頁 北京航空航天大學 第 30 頁 結論 以上就常用齒輪材料及熱處理工藝進行了探討，同時對齒輪的疲勞極限和壽命系數一并進行了分析 。在齒輪的制造生產中 , 還會遇見一些具有特殊性能要求的齒輪 , 設計人員必須按照選材的基本原則 , 進行全面分析及綜合考慮 , 選擇出最合適的材料及熱處理工藝方法。 同時，在選擇齒輪的各項參數時，也應綜合考慮各項要求，從而達到事半功倍的效果。 北京航空航天大學 第 31 頁 參考文獻 [1]朱孝錄、鄂中凱 .齒輪承載能力分析 .高等教育出版社 .1992 [2]李玉平 .常用齒輪材料的選擇及其熱處理工藝 .新余學報 ,2021,32(12):108110 [3]王小寶 .齒輪的材料及熱處理 .礦冶 ,2021,32(21):3840