CN109299559B - 一种表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，它包括以下步骤：1、建立齿轮副弹流润滑或混合润滑的接触分析模型；2、进行次表面材料点的应力历程分析，求解复杂多轴应变历程；3、估算轮齿材料抗拉强度、疲劳强度和材料参数；4、估算齿轮表面粗糙度在滚动接触历程中的磨损深度，预估表面形貌级粗糙度RMS的演变过程；5、估算齿轮接触疲劳寿命；6、估算齿轮在不同阶段磨损过程中产生的疲劳损伤累积；7、得到最终疲劳损伤累积分布。本发明的技术效果是：能有效预估齿轮接触过程中的磨损程度与表面形貌演化、接触疲劳寿命和损伤累积量分布，分析接触疲劳失效形式变化及出现位置，为齿轮设计、制造和使用提供依据。
Description
技术领域
本发明属于机械零部件磨损与损伤累积预估方法，具体涉及一种以渗碳淬火为代表的表面硬化齿轮副磨损过程与疲劳失效竞争机制的分析方法。
背景技术
现代工业趋势是高速、重载与大功率，因此工业生产对齿轮、轴、轴承等重要零部件的功率密度、运行可靠性以及服役寿命有更严格的要求。接触疲劳失效问题显著影响着重载齿轮如风电齿轮、船用齿轮、航空齿轮等的使用寿命与运行可靠性。在润滑状态、表面形貌、残余应力分布和硬度等材料参数的梯度特性的共同作用下，齿轮接触疲劳失效的预估与损伤的演变的分析过程变得困难且复杂。而齿轮服役过程中的齿面磨损现象，不仅会改变润滑状态与齿面形貌，进而改变压力与次表面应力分布，还会使齿轮接触疲劳失效形式与位置更加难以预测。因此，齿面磨损过程的分析与接触疲劳失效的预测和预防，一直是机械传动领域亟待解决的技术难点。
发明内容
本发明所要解决的技术问题就是提供一种表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，它能预估齿轮齿面磨损程度、接触疲劳寿命和损伤累积分布，以预估结果为依据，分析齿轮服役过程中失效形式与失效位置，表面形貌演变过程和损伤演变过程，进而研究齿轮接触疲劳失效的竞争现象，避免因齿轮失效而导致的突发事故、或装置设备停机造成生产效益的损失。
本发明所要解决的技术问题是通过这样的技术方案实现的，它包括以下步骤：
步骤1、根据齿轮副几何运动学，根据弹流润滑或混合润滑的特点，在考虑齿面粗糙度的影响下，计算轮齿啮合位置的接触参数，接触参数包括齿轮接触位置综合曲率半径，齿面法向载荷，赫兹接触半宽，最大赫兹接触压力，建立齿轮副弹流润滑或混合润滑的接触分析模型；
步骤2、基于齿轮副接触分析模型，在接触位置选定的次表面区域之内，通过离散-快速傅里叶变换(DC-FFT)法，进行次表面材料点的应力历程分析，考虑齿轮残余应力梯度影响，采用虎克定律，求解复杂多轴应变历程；
步骤3、根据齿轮材料的硬度曲线估算齿轮材料抗拉强度、疲劳强度和材料参数；
步骤4、根据Archard’s磨损模型，估算齿轮表面粗糙度在滚动接触历程中的磨损深度，预估齿轮表面微观形貌及表面粗糙度均方根值RMS的演变过程；
步骤5、基于循环滚动接触时次表面区域的应力应变历程及得到的材料参数，根据Morrow-Brown-Miller多轴疲劳准则，估算接触疲劳理论寿命；
步骤6、基于Palmgren-Miner准则，估算齿轮在单个阶段磨损过程中产生的疲劳损伤累积；
步骤7、根据该次接触磨损后的齿轮表面粗糙度再次分析下一阶段的磨损过程，重复步骤2至步骤7，根据Palmgren-Miner准则的判断式判断所有阶段的损伤累积之和是否超过阈值，根据各阶段及最终的损伤累积分布情况分析齿轮接触疲劳失效竞争机制。
本发明的技术效果是：
解决了机械传动领域中关于齿面磨损与接触疲劳失效的预测和预防的技术难题，能有效预估齿轮接触过程中的磨损程度与表面形貌演化，以及接触疲劳寿命和损伤累积分布，分析接触疲劳失效的形式变化及发生位置，为齿轮的设计、加工和使用提供依据。
附图说明
本发明的附图说明如下：
图1为表面硬化齿轮的残余应力随深度变化的曲线图；
图2为表面硬化齿轮硬度随深度变化的曲线图；
图3为实施例中材料抗拉强度沿深度变化的曲线图；
图4为实施例中的2MW风电齿轮箱的结构示意图；
图5为实施例中测量的初始粗糙度沿滚动方向分布图；
图6为实施例中齿轮接触初始最大剪应变幅值沿深度变化的曲线图；
图7为实施例中材料参数ψ沿深度变化的曲线图；
图8为实施例中疲劳强度系数和疲劳延性系数沿深度变化的曲线图；
图9为实施例中不同损伤阶段磨损深度沿滚动方向分布图；
图10为实施例中不同损伤阶段表面粗糙度演变沿滚动方向分布图；
图11为实施例中表面粗糙度均方根值(RMS)在接触过程中的演变图；
图12为实施例中每个阶段内损伤累积量D在接触过程中的演变图；
图13为实施例中总损伤量在接触过程中的演变图；
图14为实施例中不同损伤阶段最大损伤累积沿深度变化的曲线图。
具体实施方式
下面结合附图和实施例对本发明作进一步说明：
使用X射线残余应力衍射仪测量得到的残余应力梯度曲线如图1所示，图1中纵坐标表示残余应力值，单位为兆帕(MPa)，横坐标表示距离齿面的深度值，单位为毫米(mm)。总测量深度为4mm，测量值为一系列数据点，即x方向的残余应力值，根据测量数据点可使用多项式拟合出一条曲线，拟合函数为：
σr，x(z)＝1.321×10-11z4-1.140×10-7z3+3.365×10-4z2-0.3135z-100.9 (1)
式(1)中，σr，x(z)为x方向，即滚动方向的残余应力值，z为深度值。若计算深度超过4mm，由测试结果可知，因4mm深度后残余应力极小，残余应力可取值为0，保持残余压应力状态。
使用Vickers硬度测试法测量得到的硬度梯度曲线如图2所示，图2中纵坐标表示维氏硬度值(HV)，横坐标表示距离齿面的深度值，单位为毫米(mm)。总测量深度为5.5mm，测量值为一系列硬度数据点，根据测量数据点可使用傅里叶级数拟合出一条曲线，拟合函数为：
式(2)中，HV(z)表示维氏硬度值，z为深度值，系数ω等于0.7173。
基于硬度测量值，再根据“Standard，ISO：6336-5：Calculation of loadcapacity of spur and helical gears-Part 5：Strength and quality of materials”，International Organization for Standardization，Geneva，Switzerland，2003(国际标准化组织标准6336-5：“直齿轮与斜齿轮的承载能力计算-第5部分：材料的强度与质量”，国际标准化组织，日内瓦，瑞士，2003年)在第40页的“Annex B：Table ofhardnessconversions”(附录B：硬度值转换表)记载的硬度值与材料抗拉强度的对应换算关系，可推算出硬度值与材料抗拉强度的关系如下：
σb(z)＝1200+(1950-1200)/(670-420)·(HV(z)-420) (3)
式(3)中，σb(z)为材料抗拉强度，HV(z)表示维氏硬度值。
图3是由式(3)的函数关系所确定的σb(z)与深度值z的变化关系曲线。
针对不同齿轮，图1，图2和图3表示的残余应力数据，硬度梯度数据与抗拉强度值都需重新测量与计算，因为齿轮工艺涉及材料、机加工、热处理差异等问题，所以这里列出的拟合函数仅为实施例。
本发明包括以下步骤：
步骤1、表面粗糙度经由光学仪器测得，在考虑测量数据得到表面粗糙度情况下，基于弹流润滑或混合润滑模型，根据赫兹接触理论和几何运动学计算啮合位置的接触参数，啮合位置参数包括齿轮接触位置综合曲率半径，齿面法向载荷，赫兹接触半宽，最大赫兹接触压力，进而建立接触分析模型：
式(4)中，R1，R2为两齿轮接触位置的曲率半径，F为齿面法向载荷，AGMAinformation sheet 908-B89，1989，“Geometry factors for determining the pittingresistance and bending strength of spur，helical and herringbone gear teeth”(美国齿轮标准，1989年，“判定直齿轮，斜齿轮，人字形齿轮轮齿的抗点蚀能力和弯曲强度的几何影响因子”)在第5-7页记载了R1，R2以及F的计算方法，Req为综合曲率半径，E1，E2为齿轮副两齿轮的弹性模量，Eeq为等效弹性模量，υ1，υ2为两齿轮的泊松比，bH是赫兹接触半宽，pH为最大赫兹接触压力。
步骤2、根据离散-快速傅里叶变换(DC-FFT)法，进行次表面材料点的应力历程分析，此时应考虑齿轮残余应力梯度影响，也就是，沿着垂直齿面接触位置向下的深度方向，将残余应力的x、y方向的分量σr，x(z)、σr，y(z)分别叠加至相对应的应力分量σxx(z，x)与σyy(z，x)，其中，z代表深度，x方向代表滚动方向，y方向代表齿轮轴向。
由于本实例中仅给出x方向的残余应力分量，计算中可简化为将x，y方向的应力分量均叠加上x方向的残余应力分量。“Fatigue performance of superfinish hard turnedsurfaces in rolling contact”，Salah R.Agha，Ph.D.Thesis，Purdue Univeristy，US，2000(“超精硬车削加工表面的接触疲劳性能研究”，Salah R.Agha，博士论文，普渡大学，美国，2000)第64页的记载了残余应力分量叠加至相对应的应力分量的方法。应变分量可根据应力分量与虎克定律计算求解，“Plastic deformation and residual stress ofsurface roughness asperities in elastohydrodynamic contact with considerationof surface fatigue”，Maasi，F.，Ph.D.Thesis，Cardif fUniversity，Wales，2017(“考虑表面疲劳的粗糙表面弹流接触塑性变形即残余应力研究”，Maasi，F.，博士论文，卡迪夫大学，威尔士，2017)在第162页记载了应变分量的计算方法。
步骤3、经测量得到硬度梯度值后，根据式(3)求得齿轮材料抗拉强度；
“Volume 2-Fatigue theory reference manual”，Safe Technology Limited，2，(1)，2002(“卷2-疲劳理论参考手册”，安全科技有限公司，2卷(1)期，2002)在第73页记载了轴向疲劳系数与轴向延性系数计算方法为：
σ′f(z)＝mσb(z)，ε′f(z)＝nψ(z) (5)
式(5)中，σ′f，ε′f分别代表轴向疲劳系数、轴向延性系数，z代表深度，σb(z)为抗拉强度，m，n为材料参数，“Volume 2-Fatigue theory reference manual”，Safe TechnologyLimited，2，(1)，2002(“卷2-疲劳理论参考手册”，安全科技有限公司，2卷(1)期，2002)在第73页记载了m，n的确定方法；ψ(z)为沿深度方向分布的材料参数，其计算公式：
式(6)中，E代表材料的弹性模量。
步骤4、根据Archard’s磨损模型，估算齿面粗糙度在滚动接触历程中的磨损深度。
“Simulation of mild wear in spur gears”，Flodin，A.，and Andersson，S，Wear，207，(1-2)，pp.16-23，1997(“直齿轮微磨损模拟”，Flodin，A.和Andersson，S，磨损，207卷(1-2)期，16-23页，1997)记载了Archard’s磨损模型的一种表达形式：
式(7)中，hw，g，n，hw，p，n为主动轮、从动轮在接触过程中经历了n圈转动接触后产生的磨损量；hw，g，n-1，hw，p，n-1为前n-1圈接触过程中积累的磨损量；k为磨损系数；pm，g，n-1，pm，p，n-1为第n-1圈接触时的平均压力，可根据步骤2中计算得出的应力历程得到；bH为赫兹接触半宽；u1、u2为此时主动轮、从动轮的滚动速度；iz为传动比，可由主动轮、从动轮齿数计算获得。
“ISO，B.：‘21771：2007 Gears-cylindrical involute gears and gear pairs-concepts and geometry’，in Editor(Ed.)^(Eds.)：‘Book 21771：2007 Gears-cylindrical involute gears and gear pairs-concepts and geometry’，2007(国际标准组织标准21771：2007渐开线圆柱齿轮和齿轮副的概念与几何学，2007年)”在第44页记载了u1、u2的计算方法。
“An investigation of the impact of contact parameters on the wearcoefficient”.Janakiraman，V.，Ph.D.Thesis，The Ohio State University，US，2013(“接触参数对磨损系数的研究”，Janakiraman，V.，博士论文，俄亥俄州立大学，美国，2013)第51页的记载了表面硬化齿轮的磨损系数k取值，据此本实例中取值为1.9×10-19m2/N。
在计算获得接触过程中的磨损深度后，结合测量获得的表面粗糙度，可以预估表面微观形貌及表面粗糙度均方根值RMS的演变过程。
需要注意的是，由于齿轮接触属于典型的高周疲劳(材料在低于其屈服强度的循环应力作用下，经10000-100000以上循环次数而产生的疲劳)接触，所以为了保证计算效率，根据“A new damage-mechanics-based model for rolling contact fatigueanalysis of cylindrical roller bearing”，Li，F.，Hu，W.，Meng，Q.，Zhan，Z.，and Shen，F.，Tribology International，120，pp.105-114，2017(“关于圆柱滚子轴承滚动接触疲劳分析的基于损伤力学的新模型”，Li，F.，Hu，W.，Meng，Q.，Zhan，Z.，和Shen，F.，摩擦国际，120卷，页码105-114，2017)记载的方法，可以假设在齿轮接触在每一个AN圈的阶段i内，每圈的接触压力不随表面形貌发生改变，根据公式(7)可知，磨损量不发生改变，此时i阶段载荷作用下实际寿命ni的值等于ΔN，即ni＝ΔN。在本方法中，认为一个阶段内包含的齿轮循环接触圈数为ΔN＝1×106，即在此阶段内，每一圈的接触压力不随表面形貌发生改变，每一圈的磨损量保持不变。
步骤5、基于多轴疲劳理论计算接触疲劳寿命。“复合材料气瓶的多轴疲劳寿命预测研究”，黄其忠等，玻璃钢/复合材料，第11期，第40页，2016年记载了Morrow-Brown-Miller多轴疲劳准则的表达式：
式(8)中，N为接触疲劳理论寿命，Δγmax/2为最大剪应变幅值，Δεn/2为根据最大剪应变幅值所确定的临界面上的正应变能幅值，σm为根据最大剪应变幅值所确定的临界面上的平均应力；C1，C2为计算常数，同样在“复合材料气瓶的多轴疲劳寿命预测研究”，黄其忠等，玻璃钢/复合材料，第11期，第40页，2016年记载了C1，C2的取值分别为1.65和1.75；E为材料的弹性模量；σ′f，ε′f分别为轴向疲劳系数、轴向延性系数；b，c分别为疲劳强度指数、疲劳延性指数，在“Volume 2-Fatigue theory reference manual”，Safe TechnologyLimited，2，(1)，2002(“卷2-疲劳理论参考手册”，安全科技有限公司，2卷(1)期，2002)在第73页记载了b，c的取值分别为-0.087和-0.58。
步骤6、在考虑磨损的情况下，根据预估的接触疲劳寿命，可计算单个阶段接触过程中的疲劳损伤累积。在“Prediction of contact fatigue for the rough surfaceelastohydrodynamic lubrication line contact problem under rolling and slidingconditions”，Hua，Q.，Ph.D.Thesis，CardiffUniversity，Wales，2005(“滑滚状态下对粗糙表面弹流润滑线接触问题的接触疲劳预估”，Hua，Q.，博士论文，卡迪夫大学，威尔士，2005)中第153页记载了Palmgren-Miner准则的表达式：
式(9)中，Di为i阶段载荷作用下的损伤累积，ni为i阶段载荷作用下实际寿命(即为ΔN)，Ni为i阶段载荷作用下根据步骤5中Morrow-Brown-Miller多轴疲劳准则计算得到的理论寿命值。
步骤7、根据该阶段i接触磨损后的齿轮表面粗糙度再次分析下一阶段i+1的磨损过程，重复步骤2至步骤7，在此期间可提取任一阶段内的损伤累积量或者任一阶段前的实际循环接触圈数及损伤累积总量。根据Palmgren-Miner准则的判断表达式，当所有阶段的损伤累积之和(D1+D2+…Di+Dm＝D)超过阈值1.0，不再循环步骤2至步骤7，此时的实际循环接触圈数即为实际接触疲劳寿命，再根据各阶段及最终的损伤累积分布情况分析齿轮接触疲劳失效竞争机制。在“Prediction of contact fatigue for the rough surfaceelastohydrodynamic lubrication line contact problem under rolling and slidingconditions”，Hua，Q.，Ph.D.Thesis，Cardiff University，Wales，2005(“滑滚状态下对粗糙表面弹流润滑线接触问题的接触疲劳预估”，Hua，Q.，博士论文，卡迪夫大学，威尔士，2005)中第153页记载了Palmgren-Miner准则的判断表达式：
式(10)中，D为滚动接触过程中损伤的总累积量，m为磨损阶段总数，1.0为损伤累积阈值，损伤总累积量不超过1.0。
实施例
如图4所示，样品齿轮副取自2MW风机高速重载齿轮箱的中间级，工程实际使用中，该级齿轮副经常发生接触疲劳破坏，且失效形式多样，难以分析具体失效原因。
该齿轮副的主要参数如下：
图1，图2和图3所对应的拟合函数即为本实施例的残余应力梯度，硬度梯度曲线及抗拉强度曲线，根据实施例齿轮副给定参数，以齿轮啮合线上单齿啮合最低点处计算结果为例，可逐步预估齿轮副在该接触位置的磨损深度即表面形貌演变，以及疲劳寿命及损伤演化过程：
步骤1、基于光学测量仪器测量得到的接触表面初始粗糙度如图5所示，其初始均方根值RMS为0.25μm。基于弹流润滑或混合润滑模型，选取的啮合位置为单齿啮合最低点，根据公式(4)，得出主动轮(即本实施例中的大齿轮)、从动轮(即本实施例中的小齿轮)该啮合位置的接触参数R1＝0.241m，R2＝0.064m，所以齿轮副综合曲率半径Req＝0.051m；等效弹性模量Eeq＝1.15×1011Pa；F＝1.48×106N/m；bH＝0.91mm；pH＝1.70GPa。
步骤2、根据离散-快速傅里叶变换(DC-FFT)法，考虑齿轮残余应力梯度的叠加，可求得接触应力历程，结合虎克定律，可得出应变历程。例如在初始阶段，齿轮副第一圈接触后，在从动轮的单齿啮合最低点处，产生的最大剪应变幅值沿深度分布的曲线如图6所示。
步骤3、根据测得的齿轮硬度曲线，计算抗拉强度σb(z)根据式(3)得如图3所示；材料参数ψ(z)根据式(6)得如图7所示；材料参数m，n分别选择1.5，0.59，轴向疲劳系数和轴向延性系数σ′f，ε′f可根据式(5)计算，得如图8所示。
步骤4、根据Archard’s磨损模型公式(7)，估算齿轮表面粗糙度在不同阶段滚动接触历程中的磨损深度。从动轮的单齿啮合最低点处在滚动接触历程中不同阶段的磨损深度如图9所示。根据上一阶段的齿轮表面粗糙度分布，在对应位置减去这一阶段的磨损深度，得到这一阶段过后的齿轮表面粗糙度，最后再统一横坐标轴(沿滚动方向)，得到从动轮单齿啮合最低点处表面粗糙度演化如图10所示，同时可得表面粗糙度的均方根值RMS随不同阶段而演变的结果，如图11所示。
步骤5、基于每个阶段的齿面粗糙度分布，根据公式(8)，可使用多轴疲劳理论计算该阶段载荷作用下的接触疲劳理论寿命。
步骤6、在考虑磨损的情况下，根据公式(9)，结合各个阶段的实际寿命ni(即ΔN)及理论寿命Ni(根据步骤5中Morrow-Brown-Miller多轴疲劳准则计算可得)可计算该阶段接触过程中的疲劳损伤累积。滚动过程中每个AN＝1×106阶段内累积的损伤量如图12所示，总损伤累积量如图13所示。
步骤7、根据该阶段i接触磨损后的齿轮表面粗糙度再次分析下一阶段i+1的磨损过程，包括接触压力、磨损量、表面粗糙度变化、接触疲劳寿命及疲劳损伤累积，即重复步骤2至步骤7。在此期间可提取任一阶段内的损伤累积量或者任一阶段前的实际循环接触圈数及损伤累积总量。根据公式(10)，当所有阶段的损伤累积之和(D1+D2+…Di+Dm＝D)超过阈值1.0时，不再循环步骤2至步骤7，此时的实际循环接触圈数即为实际接触疲劳寿命，本实施例中可得出损伤累积之和超过阈值1.0时的齿轮接触疲劳实际寿命为3.9×107(39ΔN)；再根据各阶段及最终的损伤累积分布情况分析齿轮接触疲劳失效竞争机制。不同阶段累积的总损伤量(D＝0.2，D＝0.4，D＝0.6，D＝0.8，D＝1.0)最大值沿深度分布的曲线如图14所示。
文献“An investigation of the impact of contact parameters on the wearcoefficient”.Janakiraman，V.，Ph.D.Thesis，The Ohio State University，US，2013(“接触参数对磨损系数的研究”，Janakiraman，V.，博士论文，俄亥俄州立大学，美国，2000)记载了取相同磨损系数的磨损深度数值计算与试验测试值，与本方法发明的计算结果(图9)接近，由此验证了本方法发明的计算准确性。
另外，如图12和图13所示，每个ΔN＝1×106阶段内累积损伤累积在最初的1×107(10ΔN)圈内迅速减少，导致总损伤累积随着磨损的进行增加速率变得缓慢。如图14所示，最大损伤的位置从十分接近表面的约0.03mm(微点蚀频发深度位置)逐渐移动至约0.30mm(点蚀频发深度位置)的深度位置，这说明在考虑磨损的情况下，齿轮接触疲劳造成的微点蚀失效风险已逐渐转变为次表面的点蚀失效风险。文献“Prediction of micropittingdamage in gear teeth contacts considering the concurrent effects of surfacefatigue and mild wear”，Morales-Espejel，G.E.，Rycerz，P.，and Kadiric，A.，Wear，398-399，pp.99-115，2018(“考虑表面疲劳与微磨损耦合作用的轮齿接触微点蚀预测”，Morales-Espejel，G.E.，Rycerz，P.，和Kadiric，A.，磨损，398-399卷，页码99-115，2018)”记载了在磨损存在的情况下，试验时齿轮接触过程中的微点蚀失效与点蚀失效竞争出现的现象，由此证明了本方法发明的分析结果与实际试验结果相吻合，验证了本方法发明的实用性和可靠性。
Claims (8)
1.一种表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，包括以下步骤：
步骤1、根据齿轮副几何运动学，根据弹流润滑或混合润滑的特点，在考虑齿面粗糙度的影响下，计算轮齿啮合位置的接触参数，接触参数包括齿轮接触位置综合曲率半径，齿面法向载荷，赫兹接触半宽，最大赫兹接触压力，建立齿轮副弹流润滑或混合润滑的接触分析模型；
Req＝R1R2(R1+R2)；
式中，R1，R2为两齿轮接触位置的曲率半径，Req为综合曲率半径，E1，E2为两齿轮的弹性模量，Eeq为等效弹性模量，υ1，υ2为两齿轮的泊松比，bH为赫兹接触半宽，pH为最大赫兹接触压力，F为齿面法向载荷；
步骤2、基于齿轮副接触分析模型，在接触位置选定的次表面区域之内，通过离散-快速傅里叶变换法，进行次表面材料点的应力历程分析，考虑齿轮残余应力梯度影响，采用虎克定律，求解复杂多轴应变历程；
步骤3、根据齿轮材料的硬度曲线估算轮齿材料抗拉强度、疲劳强度和材料参数；
步骤4、根据Archard’s磨损模型，估算齿轮表面粗糙度在滚动接触历程中的磨损深度，预估齿轮表面微观形貌及表面粗糙度均方根值RMS的演变过程；
步骤5、基于循环滚动接触时次表面区域的应力应变历程及得到的材料参数，根据Morrow-Brown-Miller多轴疲劳准则，估算齿轮接触疲劳寿命；
步骤6、基于Palmgren-Miner准则，估算齿轮在单个阶段磨损过程中产生的疲劳损伤累积；
步骤7、根据该次接触磨损后的齿轮表面粗糙度再次分析下一阶段的磨损过程，重复步骤2至步骤7，直到所有阶段的损伤累积之和超过阈值，根据各阶段及最终的损伤累积分布情况分析齿轮接触疲劳失效竞争机制。
2.根据权利要求1所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤1中，表面粗糙度经由光学仪器测得，根据测量数据得到表面粗糙度的均方根值。
3.根据权利要求2所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤2中，所述齿轮残余应力梯度影响是指沿着垂直齿面接触位置向下的深度方向，将残余应力的x、y方向的分量σr,x(z)、σr,y(z)叠加至相应的应力分量σxx(z,x)与σyy(z,x)，其中，z代表深度，x代表滚动方向，y方向代表齿轮轴向；应变分量根据应力分量与虎克定律计算求解。
4.根据权利要求3所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤3中，所述轮齿材料抗拉强度由国际标准化组织标准6336-5中的硬度值与抗拉强度的关系推导得出；所述疲劳强度用轴向疲劳系数和轴向延性系数表示，轴向疲劳系数与轴向延性系数为：
σ'f(z)＝mσb(z)，ε'f(z)＝nψ(z)
式中，z代表深度，σ'f,ε'f分别代表轴向疲劳系数、轴向延性系数，σb(z)为抗拉强度，m,n为材料参数，沿深度方向分布的材料参数ψ(z)为：
式中，E代表材料的弹性模量。
5.根据权利要求4所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤4中，根据Archard’s磨损模型，齿轮表面粗糙度在滚动接触历程中的磨损深度表示为：
hw,g,n,hw,p,n为主动轮、从动轮在接触过程中经历了n圈转动接触后产生的磨损深度，hw,g,n-1,hw,p,n-1为前n-1圈接触过程中积累的总磨损深度，k为磨损系数，pm,g,n-1,pm,p,n-1为第n-1圈接触时的平均压力，bH为赫兹接触半宽，u1、u2为此时主动轮、从动轮的滚动速度，iz为传动比；
在计算获得接触过程中的磨损深度后，结合测量获得的表面粗糙度，预估表面微观形貌及表面粗糙度均方根值RMS的演变过程。
6.根据权利要求5所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤5中，所述的Morrow-Brown-Miller多轴疲劳准则为：
式中，Δγmax/2为最大剪应变幅值，Δεn/2为根据最大剪应变幅值所确定的临界面上的正应变能幅值，C1,C2为计算常数，E为材料的弹性模量，σ'f,ε'f分别为轴向疲劳系数、轴向延性系数，b,c为疲劳强度指数、疲劳延性指数，σm为根据最大剪应变幅值所确定的临界面上的平均应力，N为接触疲劳理论寿命。
7.根据权利要求6所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤6中，所述的Palmgren-Miner准则为：
式中，Di为i阶段载荷作用下的损伤累积，ni为i阶段载荷作用下实际寿命，Ni为i阶段载荷作用下根据多轴疲劳准则计算得出的理论寿命值，根据Palmgren-Miner准则估算单个阶段i的损伤累积Di。
8.根据权利要求7所述的表面硬化齿轮磨损及疲劳失效竞争机制分析方法，其特征是，在步骤7中，根据该阶段i接触磨损后的齿轮表面粗糙度再次分析下一阶段i+1的磨损过程，重复步骤2至步骤7，直到所有阶段的损伤累积之和(D1+D2+···Di+Dm＝D)超过阈值1.0，根据各阶段及最终的损伤累积分布情况分析齿轮接触疲劳失效竞争机制；Palmgren-Miner准则的判断式如下：
式中，D为滚动接触过程中损伤的总累积量；m为磨损阶段总数；1.0为损伤累积阈值。
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