曹華軍 童少飛 陳海峰 舒林森

重慶大學(xué)機(jī)械傳動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶，400030

0 引言

隨著資源短缺、環(huán)境污染問(wèn)題的愈演愈烈以及循環(huán)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，以廢舊產(chǎn)品為毛坯的一種新型制造模式——再制造［1－3］，已成為機(jī)械工程等諸多領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)，受到工業(yè)界及學(xué)術(shù)界的廣泛關(guān)注。機(jī)床作為機(jī)械裝備的母機(jī)，是一種極具回收再制造價(jià)值的典型機(jī)電產(chǎn)品。目前我國(guó)機(jī)床保有量逾800萬(wàn)臺(tái)，其中役齡超過(guò)10年以上的機(jī)床超過(guò)200萬(wàn)臺(tái)，而且大量老舊機(jī)床仍在超負(fù)荷服役或即將面臨淘汰，由此造成的資源浪費(fèi)、環(huán)境污染等問(wèn)題也日趨嚴(yán)重。因此，對(duì)廢舊機(jī)床實(shí)施綠色再制造具有深遠(yuǎn)意義，不僅可以最大限度地回收重用蘊(yùn)涵在老舊機(jī)床的附加值，而且節(jié)約資源，減少替代新產(chǎn)品制造對(duì)環(huán)境的再污染。

機(jī)床再制造是對(duì)老舊機(jī)床進(jìn)行修復(fù)和改造的過(guò)程［4］，而機(jī)床廢舊零部件的修復(fù)和再制造則是機(jī)床再制造諸多內(nèi)容中最為關(guān)鍵的一個(gè)環(huán)節(jié)。軸類零件作為機(jī)械裝備中典型的零部件之一，在進(jìn)入第一次服役周期后，由于磨損、疲勞等造成尺寸超差，零件性能下降，最終導(dǎo)致淘汰并退役。近年來(lái)，隨著熱噴涂技術(shù)的發(fā)展，對(duì)機(jī)床軸類零件實(shí)施熱噴涂強(qiáng)化處理，大幅度提高零件性能，延長(zhǎng)零部件的服役壽命已成為可能。董文［5］結(jié)合機(jī)床主軸的實(shí)際工況和技術(shù)要求，采用電弧熱噴涂技術(shù)對(duì)某廢舊機(jī)床主軸進(jìn)行了再制造。韓曉玲等［6］采用熱噴涂技術(shù)對(duì)鏜床靜壓主軸的軸頸進(jìn)行了修復(fù)，獲得了較好的效果。

熱噴涂制備的涂層系統(tǒng)由于材料間的熱物理性能不匹配，在冷卻過(guò)程產(chǎn)生的過(guò)大殘余熱應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致涂層的變形、開(kāi)裂以及脫落等失效。已有的研究表明［7－8］，殘余應(yīng)力對(duì)涂層的質(zhì)量、使用性能以及涂層構(gòu)件的精度和尺寸穩(wěn)定性等都有著重要影響，甚至?xí)?yán)重影響再制造后零件的服役壽命。因此要預(yù)估再制造后軸類零件的二次服役壽命，就必須對(duì)涂層系統(tǒng)內(nèi)的殘余應(yīng)力及其分布情況進(jìn)行準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)和有效的控制?；诖?，本文以廢舊的滾齒機(jī)床主軸為對(duì)象，采用等離子噴涂技術(shù)對(duì)其進(jìn)行損傷修復(fù)，結(jié)合有限元法和X射線衍射法對(duì)涂層/基體系統(tǒng)的殘余應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測(cè)與分析。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 復(fù)合耐磨涂層的設(shè)計(jì)

試驗(yàn)材料為某廢舊滾齒機(jī)床主軸，如圖1所示，經(jīng)分析，該主軸外錐面（1∶20）處磨損較嚴(yán)重，與前滑動(dòng)軸承的配合間隙超差而使主軸無(wú)法正常使用。主軸材料為38CrMoAlA氮化鋼，經(jīng)調(diào)質(zhì)和表面氮化工藝處理，由直讀光譜儀測(cè)得其化學(xué)成分 為：w（C）＝0.386%，w（Si）＝0.376%，w（Mn）＝0.47%，w（P）＝0.0183%，w（S）＝0.0222%，w（Cr）＝1.49%，w（Mo）＝0.213%，w（Al）＝1.021%。

圖1 某滾齒機(jī)主軸部件示意圖

主軸在運(yùn)轉(zhuǎn)中承受彎曲和扭轉(zhuǎn)的交變載荷作用，且外錐面處與前滑動(dòng)軸承有相對(duì)的運(yùn)動(dòng)，為保證主軸的剛度、強(qiáng)度以及改善工作表面的耐磨性能，涂層選用鎳鉻碳化鉻金屬陶瓷粉末［9］。NiCr－Cr3C2由25%NiCr金屬合金黏結(jié)相和75%Cr3C2陶瓷硬質(zhì)相組成（質(zhì)量分?jǐn)?shù)），具有硬度高、抗氧化能力強(qiáng)、耐磨性能好等優(yōu)點(diǎn)。為緩解基體與金屬陶瓷涂層熱膨脹系數(shù)的不匹配，在工作層下施加一層Ni/Al打底層。Ni/Al的膨脹系數(shù)介于基體和金屬陶瓷涂層之間，在一定程度上可以降低NiCr－Cr3C2工作層與38CrMoAlA基體間的熱失配應(yīng)力。其次，Ni/Al粉末的微熔池效應(yīng)［10］能夠使其與基體材料形成冶金結(jié)合，可以有效提高涂層與基體的結(jié)合強(qiáng)度。根據(jù)外錐面的磨損程度、涂層的后處理加工余量以及噴涂過(guò)程中涂層的膨脹與收縮，涂層的總厚度設(shè)計(jì)為0.7mm，其中打底層厚0.1mm，工作層厚0.6mm。

1.2 基于熱噴涂的再制造工藝

熱噴涂的工序主要包括基體預(yù)處理、噴涂和涂層后處理等幾個(gè)方面，具體流程如圖2所示。

圖2 基于熱噴涂的主軸再制造工藝流程圖

在噴涂前，用丙酮清洗主軸外錐面，然后用棕剛玉砂對(duì)外錐面進(jìn)行噴砂粗化處理，去除表面的毛刺、氧化層、滲氮層。噴砂工藝參數(shù)為：空氣壓力0.52～0.7MPa，空氣流量0.6～0.9m3/min，噴砂角度90°，噴砂距離200mm。噴涂時(shí)，將主軸固定在自制的卡具上，預(yù)熱待噴涂部位，采用APS－2000A型大氣等離子噴涂設(shè)備在主軸外錐面上分別制備Ni/Al打底層和NiCr－Cr3C2工作層，主氣為氬氣，次氣為氫氣，噴涂工藝參數(shù)見(jiàn)表1。噴涂工作層粉末時(shí)采用分層噴涂，每道涂層厚0.1～0.2mm，分3次完成。采用半導(dǎo)體點(diǎn)溫計(jì)測(cè)量噴涂過(guò)程中的溫度，溫度過(guò)高時(shí)停止噴涂，防止基體過(guò)熱而影響涂層質(zhì)量。

表1 等離子噴涂工藝參數(shù)

1.3 檢測(cè)設(shè)備及方法

涂層系統(tǒng)的殘余應(yīng)力檢測(cè)在X射線應(yīng)力分析儀上進(jìn)行，采用同傾固定φ方法測(cè)量，Cr靶Kα譜線，衍射晶面為α－Fe（211），管壓25kV，管流6mA，定時(shí)2s。測(cè)試流程為：用波長(zhǎng)為λ0的X射線先后以不同的入射角φ（取0°、15°、30°、45°）照射到涂層構(gòu)件上，測(cè)出相應(yīng)的衍射角2θφ，然后作2θφ－sin2φ的關(guān)系直線，用最小二乘法求得直線斜率M，最后依據(jù)布拉格定律和彈性理論求出應(yīng)力值［11］，即

式中，K為應(yīng)力常數(shù)，只與材料、選定衍射面有關(guān)；θ0為無(wú)應(yīng)力狀態(tài)的布拉格角；E、ν分別為材料的彈性模量和泊松比。

2 涂層系統(tǒng)殘余應(yīng)力有限元模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證

當(dāng)整個(gè)噴涂過(guò)程結(jié)束后，涂層和基體開(kāi)始冷卻。在冷卻過(guò)程中，由于涂層和基體熱膨脹系數(shù)不匹配，再加上彈性模量、涂層厚度以及溫度變化等原因，會(huì)在涂層內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力。采用有限元分析軟件ANSYS對(duì)熱噴涂涂層在冷卻過(guò)程中產(chǎn)生的殘余熱應(yīng)力進(jìn)行線彈性分析，建立模型預(yù)測(cè)涂層系統(tǒng)內(nèi)殘余應(yīng)力的大小及分布情況，并用X射線應(yīng)力分析儀檢測(cè)驗(yàn)證數(shù)值模擬的結(jié)果。

2.1 涂層系統(tǒng)殘余熱應(yīng)力有限元模擬

2.1.1 有限元模型及材料性能參數(shù)

根據(jù)基體和涂層的尺寸，建立主軸外錐面有限元分析模型，模型由工作層、打底層和基體三部分組成，且各材料之間滿足變形協(xié)調(diào)條件。然后對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在基體與打底層界面處、打底層與工作層界面處采用細(xì)網(wǎng)格劃分，遠(yuǎn)離界面處用粗網(wǎng)格劃分，如圖3所示。

為便于分析以及較精確地顯示殘余應(yīng)力的結(jié)果，采用路徑的方式表現(xiàn)涂層系統(tǒng)的殘余應(yīng)力。沿垂直于外錐面模型軸線的方向截取3個(gè)剖面A－A、B－B、C－C，剖面的1/4視圖見(jiàn)圖3b，并取L為觀察路徑。

噴涂材料為復(fù)合物，由多相質(zhì)點(diǎn)混合而成，其熱物理性能參數(shù)可由簡(jiǎn)單混合比法則［12］近似計(jì)算得到：

式中，P為噴涂材料的熱物理性能參數(shù)；fi為i相的體積百分比；Pi為i相的熱物理性能參數(shù)值。

材料的熱物理性能參數(shù)如表2所示。

圖3 有限元分析模型

表2 材料的熱物理性能參數(shù)［13－14］

2.1.2 基本假設(shè)及邊界條件

噴涂后的冷卻過(guò)程是一個(gè)非常復(fù)雜的物理化學(xué)過(guò)程，為簡(jiǎn)化分析，作如下假設(shè)：①涂層和基體結(jié)合良好，冷卻過(guò)程不涉及塑性變形，且材料為各向同性；②不考慮熱輻射以及涂層內(nèi)部對(duì)流的影響，只考慮涂層表面與周圍環(huán)境的對(duì)流；③計(jì)算的殘余應(yīng)力為在冷卻過(guò)程中因涂層與基體熱膨脹系數(shù)不匹配而引發(fā)的熱失配應(yīng)力；④基體與涂層的界面處滿足應(yīng)變與溫度的協(xié)調(diào)方程，即

式中，εS、TS，εB、TB，εC、TC分 別 為 各 接 觸 表 面 的 應(yīng) 變 和溫度。

模型兩端絕熱，并限制模型兩端的軸向位移。在涂層系統(tǒng)冷卻過(guò)程中，涂層外表面和基體的內(nèi)表面滿足第三類熱邊界條件，可以表示為

式中，TW為構(gòu)件的表面溫度；TF為周圍空氣的溫度；h為對(duì)流換熱系數(shù)；l為外徑。

在自然對(duì)流的情況下，給熱系數(shù)Nu僅與流體雷諾數(shù)Pr和流體普朗特?cái)?shù)Gr有關(guān)。當(dāng)（GrPr）值在104～109范圍內(nèi)時(shí)，C值取0.53，n值取0.25，特征尺寸l為構(gòu)件的外徑［15］。通過(guò)以上公式計(jì)算，在冷卻過(guò)程中，涂層外表面和基體內(nèi)表面與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)取11.8W/（m2·℃）。

在涂層系統(tǒng)冷卻至室溫的過(guò)程中，環(huán)境溫度取為25℃，基體預(yù)熱溫度取為120℃，構(gòu)件外表面的初始溫度由點(diǎn)溫計(jì)測(cè)得，為925℃。

在ANSYS數(shù)值計(jì)算中，采用順序耦合的方法計(jì)算涂層系統(tǒng)的溫度分布和應(yīng)力狀態(tài)，將溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果作為結(jié)構(gòu)的熱載荷加載到應(yīng)力分析中。熱分析時(shí)選用二維8節(jié)點(diǎn)PLANE77單元，結(jié)構(gòu)分析時(shí)選用二維8節(jié)點(diǎn)PLANE82單元。

2.2 有限元分析結(jié)果及試驗(yàn)驗(yàn)證

涂層系統(tǒng)殘余應(yīng)力有限元的數(shù)值分析結(jié)果如圖4所示，3個(gè)剖面處的殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)相同，且隨著外徑尺寸的增大，殘余應(yīng)力的值稍有增加，但變化幅度不大。由圖4a可知，周向應(yīng)力在基體

圖4 主軸外錐面3個(gè)剖面的殘余應(yīng)力與外徑尺寸的關(guān)系

內(nèi)為拉應(yīng)力，其值較小，在涂層內(nèi)為壓應(yīng)力，且在基體和打底層的界面處達(dá)到最大值。這是由于Ni/Al打底層以及NiCr－Cr3C2工作層的熱膨脹系數(shù)均小于38CrMoAlA基體的熱膨脹系數(shù)噴涂結(jié)束后，基體在冷卻至室溫的過(guò)程中收縮程度更大，所以這種由熱失配產(chǎn)生的殘余應(yīng)力在涂層內(nèi)表現(xiàn)為壓應(yīng)力。

如圖4b所示，徑向應(yīng)力在涂層/基體系統(tǒng)內(nèi)為拉應(yīng)力，從基體內(nèi)表面為零處一直增大，在基體和打底層界面處達(dá)到最大值8.8MPa，之后逐漸減小到零。涂層系統(tǒng)內(nèi)殘余應(yīng)力的主要表現(xiàn)形式為周向應(yīng)力，且極值遠(yuǎn)大于徑向應(yīng)力，這是由涂層與基體的熱物理性能不匹配所導(dǎo)致的。

采用X射線應(yīng)力分析儀測(cè)定涂層表面的殘余應(yīng)力，檢測(cè)前對(duì)涂層表面進(jìn)行清洗、化學(xué)拋光等處理。在每個(gè)剖面處，每間隔90°角測(cè)量5次，共測(cè)量20次，并取平均值。將測(cè)試結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，如表3所示。

表3 涂層系統(tǒng)殘余應(yīng)力

通過(guò)比較可知，殘余應(yīng)力的檢測(cè)值與模擬值之間存在一定的誤差，該誤差主要來(lái)源于兩個(gè)方面：一是有限元法對(duì)模型作了很多假設(shè)，且只分析了涂層/基體系統(tǒng)冷卻至室溫的熱失配應(yīng)力；二是X射線在材料中的穿透深度受到限制，只能檢測(cè)涂層表面的宏觀殘余應(yīng)力，且檢測(cè)的精度受構(gòu)件幾何形狀、表面光潔度等的影響。但總體而言，計(jì)算模型與實(shí)際檢測(cè)結(jié)果所存在的偏差是可以接受的，從而間接驗(yàn)證了建立的有限元分析模型是合理的。

2.3 涂層的后處理加工

主軸外錐面的原設(shè)計(jì)表面粗糙度Ra為0.2 μm，主軸與前滑動(dòng)軸承的配合間隙要求在0.004～0.01mm范圍內(nèi)。由2.2節(jié)分析可知，涂層系統(tǒng)內(nèi)存在較大的殘余應(yīng)力，考慮涂層的加工特性，采用磨削加工工藝。將主軸裝夾在萬(wàn)能外圓磨床上，采用錐堵頂尖孔的方式進(jìn)行定位，選用綠色碳化硅砂輪，磨削加工至圖紙要求。磨削工藝參數(shù)為：砂輪粒度40號(hào)，磨削加工速度20m/s，磨削深度5μm，主軸轉(zhuǎn)速15m/min。在主軸外錐面的工作層上涂抹紅丹粉，與新配的滑動(dòng)軸承錐孔進(jìn)行配研，檢測(cè)著色的覆蓋率，并進(jìn)行相應(yīng)的性能檢測(cè)。如表4所示，經(jīng)等離子噴涂修復(fù)后，滾齒機(jī)主軸的各項(xiàng)指標(biāo)優(yōu)于新軸。

表4 再制造前后主軸性能指標(biāo)對(duì)比

3 結(jié)論

（1）對(duì)于磨損較嚴(yán)重的軸類零件，等離子噴涂不僅可以快速修復(fù)零件的尺寸和幾何精度，還能夠強(qiáng)化零件表面的理化性能，所獲得的涂層組織致密性強(qiáng)、與基體結(jié)合強(qiáng)度高。

（2）有限元法模擬結(jié)果表明，主軸外錐面3個(gè)剖面處的殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)相同，涂層系統(tǒng)內(nèi)殘余應(yīng)力的主要表現(xiàn)形式為周向應(yīng)力，且最大值位于基體與涂層的結(jié)合處。

（3）結(jié)合有限元法和X射線衍射法對(duì)涂層系統(tǒng)殘余應(yīng)力進(jìn)行分析預(yù)測(cè)，所得到的分析結(jié)果具有很好的一致性，其結(jié)果可以為完善和優(yōu)化噴涂工藝，減小涂層系統(tǒng)殘余應(yīng)力提供重要指導(dǎo)。

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