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01背景

     同一批次的兩個齒輪在滲碳淬火和高溫回火后出現裂紋。因此無法進行后續的熱處理(淬火、低溫回火)和機加工(噴砂、磨削)。沒有提供額外詳細的制造相關信息。

     這兩個開裂齒輪采用20CrMnTi鋼(C：0.17-0.23，Si：0.17-0.37， Mn: 0.80-1.10，P≤0.035，S≤0.035， Cr：1.00-1.30，Ni≤0.30，Cu≤0.30，Ti：0.04-0.10， Fe：余量)制成。

     根據熱處理規范，齒輪需滿足以下要求：(a)滲碳層深度大于1.6mm， (b)表層硬度為59-62HRC，(c)芯部硬度為36-44HRC。

02觀察結果

2.1 目測

     2個開裂的輪齒在接收時如圖1所示。目測發現裂紋位于溝槽根部，且沿軸向擴展。裂紋遍布整個凹槽，軸向長度約為146mm。將裂紋打開，兩個開裂輪齒的斷口形貌相似，如圖2所示。

圖1 接收狀態的開裂輪齒

    斷口表面呈深棕色，斷口表面有氧化膜存在，表明齒開裂后斷口表面經歷了高溫氧化過程。斷口表面未見明顯塑性變形。靠近凹槽的斷口呈現出相反的人字形裂紋擴展標志，如圖2中的虛線箭頭所示。這個紋路指向裂縫的起源。因此，可以確定裂紋起源在距凹槽3.3-3.5mm處，且位于齒中部。通過對裂紋擴展痕跡的追蹤，可以得出平行于溝槽方向的裂紋擴展速率要比垂直于溝槽方向的裂紋擴展速率快。兩齒輪的失效性質可歸結為一次性瞬時開裂事件。

圖2 宏觀斷口表面

2.2 SEM觀察

     發現斷口表面覆蓋著不連續的氧化層，但通過掃描電鏡(SEM)可以清楚地看到裂紋源中的點狀特征和放射性裂紋擴展痕跡(圖3a和c)。在丙酮溶液中超聲振動反復清洗斷口表面后，在裂紋起源區域的多個位置都發現了含有大量直徑在5~30μm的小顆粒的大型非金屬夾雜團(圖3b和d)。根據顆粒的形態和目前的位置，可以推斷裂紋源中的顆粒不是來自于斷口表面的覆蓋層，而是來自于原材料。從這些夾雜物的類型看，通常與鑄錠偏析相關聯。能譜X射線(EDX)分析(圖4)表明，顆粒主要為Al2O3復合冶金夾雜物。

圖3 對斷口表面SEM觀察：(a,c) 總體觀察；(b, d)顯示裂紋源處的夾雜物團。

圖4 齒2裂紋源處夾雜物的EDX頻譜

2.3 冶金檢查

     在裂紋齒靠近裂紋處作截面，進行冶金檢查。兩種開裂輪齒的齒廓和齒芯的微觀組織表現出相同的冶金特征。滲碳層的代表性照片見圖5a和5b。滲碳層由細小針狀馬氏體、殘留奧氏體、顆粒狀和不連續網狀碳化物組成。芯部由低碳板條馬氏體組成(圖5c)。需要指出的是，過量碳化物的存在，特別是表層中網狀碳化物的存在，可能會導致滲碳齒的脆裂。然而，斷口形貌研究表明，齒的開裂與齒表層中碳化物的存在無關。此外，對失效齒輪材料的化學成分檢測表明，這兩個失效齒輪是由指定的20CrMnTi鋼制造的。測量了開裂輪齒的表面硬度和芯部硬度，但由于對失效齒輪只進行了部分熱處理，無法與規定值進行比較。

圖5 開裂輪齒的顯微組織（齒1）：（a）節圓處滲碳層；（b）齒槽處的滲碳層；（c）芯部

03失效原因分析

      研究中的兩個開裂輪齒具有相似的冶金和斷口特征。軸向裂紋出現在開裂輪齒齒槽處。裂紋萌生于表層與芯部交界處的非金屬夾雜物團，而并非起源于表面。

     裂紋源處發現大量Al2O3復合夾雜物團。在這里，夾雜物和基體之間的膨脹系數的差異如預期的那樣大。Al2O3的膨脹系數為8×10-6/K°，鐵素體和馬氏體的膨脹系數分別為14.8×10-6/K°和11.5×10-6/K°。由于Al2O3夾雜在淬火-冷卻過程中體積收縮較小，在基體中Al2O3夾雜周圍產生較大的拉應力場。滲碳層表面產生壓應力，而次表面產生拉應力。齒的裂紋源恰好位于槽下3.3~3.5mm處(次表面區域)，即拉應力區域。滲碳淬火過程中，夾雜物周圍基體的拉應力場會隨著次表面拉應力場的增加而增加。裂紋以夾雜團為中心，瞬時啟動，呈放射性擴展。因此，兩個齒輪的裂紋源位于夾雜團區域，呈點狀特征。由于滲碳件次表面拉應力的存在屬于正常現象，因此可以認為夾雜物團簇是導致齒裂的主要因素。

04結論

     兩個斷裂輪齒具有相同的斷裂特征。失效齒輪的齒槽處出現了軸向裂紋和貫穿裂紋。

     裂紋萌生于表層/芯部界面處的非金屬夾雜團。齒輪的裂紋源呈點狀特征，斷裂方式屬于瞬時裂紋。證實了兩齒的裂紋是在滲碳淬火過程中發生的。裂紋起源區存在大量Al2O3復合夾雜團，是導致輪齒開裂的主要原因。

     建議提高鋼純度以防止未來齒輪故障的發生。由于金相純度測試總是具有破壞性的，它永遠不足以檢測出最大的夾雜物，這是個概率很低的事情。建議采用無損檢測技術進行隨機檢測。