黃海鴻 湯 杰 錢正春

1.合肥工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，合肥，2300092.機(jī)械工業(yè)綠色設(shè)計(jì)與制造重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，合肥，230009

0 引言

曲軸是發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵零部件之一，曲軸的質(zhì)量直接影響工作系統(tǒng)的性能。曲軸在長期運(yùn)轉(zhuǎn)中，各個(gè)軸頸需在極高的比壓下進(jìn)行高速滑動(dòng)，極易導(dǎo)致表面磨損，若不及時(shí)處理，則會對機(jī)器和人身安全構(gòu)成嚴(yán)重威脅。曲軸附加值高，其成本約為整機(jī)成本的10%～20%，故整根曲軸報(bào)廢極為浪費(fèi)[1]。再制造技術(shù)以損傷、報(bào)廢零部件作為毛坯，采用專門的技術(shù)和工藝，使損傷的零件恢復(fù)原有或近形尺寸，且性能達(dá)到或超過原基材水平[2]，因此，可考慮采用再制造技術(shù)對磨損曲軸進(jìn)行修復(fù)，以延長曲軸的使用壽命，提高其服役性能。

目前常用的再制造修復(fù)技術(shù)有鎢極氬弧焊[3]、超音速火焰噴涂[4]、等離子噴涂[5]、激光熔覆[6]、等離子噴焊[7]等，其最大的區(qū)別在于生產(chǎn)率、稀釋率和制造成本的差異。在上述技術(shù)中，等離子噴焊因生產(chǎn)率高、稀釋率低、制造成本低、沉積率高、成形質(zhì)量好等優(yōu)點(diǎn)已被廣泛應(yīng)用于機(jī)械部件的修復(fù)和強(qiáng)化中[8]。然而，等離子熔覆層的形成是一個(gè)復(fù)雜的物理化學(xué)和快速凝固過程[9]，其性能受噴焊電流、噴焊速度、送粉流量等工藝參數(shù)影響，且這些工藝參數(shù)對熔覆層性能的影響較為復(fù)雜，各個(gè)參數(shù)之間既相互聯(lián)系又相互制約，因此，需要對等離子噴焊工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化以獲得性能優(yōu)異的再制造耐磨熔覆層。

噴焊電流作為熱輸入的直接表征物理量，是決定熔覆層組織和性能的一個(gè)主要因素[9]，許多學(xué)者針對不同噴焊電流下熔覆層的組織及耐磨性開展了大量研究。文獻(xiàn)[10-12]的研究表明,噴焊電流直接影響熔覆層的微觀結(jié)構(gòu)、表面硬度及耐磨性，隨著噴焊電流的增大，熔覆層的厚度相應(yīng)增加；文獻(xiàn)[13-14]的研究表明,噴焊電流的增大也會提高基材的稀釋率，從而影響熔覆層成分和結(jié)構(gòu)，并降低表面硬度。此外，也有學(xué)者從送粉流量、噴焊速度、冷卻速度等方面研究了等離子噴焊各工藝參數(shù)對熔覆層組織及性能的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[8]的研究發(fā)現(xiàn),隨著送粉流量的減少，熔覆層硬度和熔合區(qū)硬度梯度均明顯降低；文獻(xiàn)[15]的研究發(fā)現(xiàn)，隨著噴焊速度的增大，熔覆層中柱狀晶減少，硬度和耐磨性、耐蝕性有所提高，但熔覆層開裂的傾向增大；文獻(xiàn)[16-17]的研究發(fā)現(xiàn),冷卻速度會影響熔覆層的稀釋率和微觀結(jié)構(gòu)，進(jìn)而影響其機(jī)械性能。然而，上述研究大多采用單因素試驗(yàn)方法研究等離子噴焊某一工藝參數(shù)變化對熔覆層耐磨性的影響規(guī)律，針對多因素作用下等離子噴焊各工藝參數(shù)對熔覆層耐磨性的綜合影響規(guī)律的研究較少；此外，大多學(xué)者只是采用等離子噴焊技術(shù)在樣件上進(jìn)行了大量的研究工作，但針對曲軸損傷表面的應(yīng)用研究較少。

本文在實(shí)驗(yàn)室條件下的曲軸材料45鋼樣件上進(jìn)行熔覆試驗(yàn)。利用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法優(yōu)化等離子噴焊工藝參數(shù)，研究了多因素作用下等離子噴焊各工藝參數(shù)對熔覆層耐磨性的綜合影響規(guī)律，獲得了具有最優(yōu)耐磨性能的Ni60熔覆層。采用單因素試驗(yàn)方法對最優(yōu)工藝參數(shù)下制備的熔覆層性能進(jìn)行驗(yàn)證與表征,并使用優(yōu)化的工藝參數(shù)對某企業(yè)發(fā)動(dòng)機(jī)45鋼失效曲軸進(jìn)行再制造修復(fù)。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)基體材料為曲軸材料45鋼平板，尺寸為100 mm×100 mm×10 mm。為模擬曲軸表面局部失效的修復(fù)流程，采用線切割方法在基體上加工出一條截面為矩形的貫通槽，槽深1 mm，槽寬10 mm，如圖1所示。噴焊粉末選擇Ni-Cr-B-Si系鎳基自熔性合金粉末Ni60，該粉末具有良好的耐熱、耐磨、耐腐蝕、抗高溫氧化等性能[14-15]，其化學(xué)成分見表1。

圖1 試樣示意圖Fig.1 Schematic drawing of the samples

表1 Ni60合金粉末化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

噴焊設(shè)備選用武漢材料保護(hù)研究所研制生產(chǎn)的PTA-400E4-ST通用型粉末等離子噴焊機(jī)，焊槍采用QLA-160W型精密粉末等離子焊槍。根據(jù)文獻(xiàn)[16]和前期大量預(yù)試驗(yàn)分析結(jié)果，發(fā)現(xiàn)噴焊電流、噴焊速度和送粉流量對熔覆層性能的影響要遠(yuǎn)大于其他工藝參數(shù)對熔覆層性能的影響，因此本文選擇上述3個(gè)工藝參數(shù)作為正交試驗(yàn)的三因素。在進(jìn)行正交試驗(yàn)之前，先進(jìn)行試探性試驗(yàn)，并對各工藝參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，得到各工藝參數(shù)的上下限值，最終確定各因素水平見表2。選用L9(34)型正交表來安排試驗(yàn)，見表3。

表2 正交試驗(yàn)因素水平表

表3 等離子噴焊正交試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)中等離子噴焊其他工藝參數(shù)設(shè)置如下：非弧電壓16～18 V，轉(zhuǎn)弧電壓24～30 V，噴嘴高度10 mm，擺動(dòng)寬度14 mm，擺動(dòng)速度1 800 mm/min，離子氣流量300 L/h，送粉氣流量300 L/h，保護(hù)氣流量800 L/h。按照正交試驗(yàn)方案對試樣進(jìn)行噴焊，試樣分別編號1～9號。試驗(yàn)現(xiàn)場如圖2所示。

(a)等離子噴焊設(shè)備 (b) 修復(fù)過程 圖2 正交試驗(yàn)現(xiàn)場Fig.2 Overview of the orthogonal experiment

通過線切割方法沿垂直于噴焊方向截取試樣，對熔覆層表面進(jìn)行機(jī)加工、打磨、拋光后，采用稀王水溶液(50 ml HCL+25 mL HNO3+25 mL H2O)化學(xué)腐蝕制成金相試樣，并采用XDS-3MET型金相顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察分析。采用HVS-1000A型顯微硬度儀測量熔覆層剖面硬度分布，載荷為1 kg，加載時(shí)間為15 s。再采用自行研制的MM-200型摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行耐磨性能測試；下試樣為噴焊Ni60合金熔覆層的45鋼矩形試樣，熔覆層表面經(jīng)機(jī)械磨削、打磨處理，表面粗糙度Ra為0.8 μm；上試樣為進(jìn)口440C鋼矩形試樣，尺寸大小為14 mm×6 mm×6 mm，洛氏硬度為58～62 HRC。摩擦磨損試驗(yàn)條件如下：干摩擦，載荷135 N，上下試樣之間的滑動(dòng)速度25 mm/s，往復(fù)距離25 mm，試驗(yàn)時(shí)間2 h，試驗(yàn)溫度25 ℃。采用瑞士TRscan光學(xué)表面三維形貌測量儀測量磨損試樣的磨痕形貌和磨損體積。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 正交試驗(yàn)極差分析

硬度和磨損量均能在一定程度上反映熔覆層的耐磨性[12]。一般來說，熔覆層硬度越高，磨損量越小，其耐磨性越好。本文選擇顯微硬度和磨損體積作為正交試驗(yàn)的兩項(xiàng)性能指標(biāo)，通過對1～9號試樣熔覆層表面進(jìn)行性能測試，得到各熔覆層的平均顯微硬度和磨損體積，見表4。為了分析各工藝參數(shù)對噴焊熔覆層顯微硬度、磨損體積的影響規(guī)律及最優(yōu)工藝參數(shù)組合，采用極差分析法對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到各參數(shù)對兩項(xiàng)性能指標(biāo)的極差分析表，分別見表5和表6，其中K表示各因素各水平的試驗(yàn)結(jié)果之和，k表示各因素各水平的試驗(yàn)結(jié)果平均值，R表示極差。根據(jù)極差表繪制出相應(yīng)的因素效果圖。

表4 正交試驗(yàn)熔覆層性能指標(biāo)

表5 熔覆層顯微硬度極差分析表

表6 熔覆層磨損體積極差分析表

熔覆層顯微硬度各因素效果見圖3。噴焊電流、噴焊速度及送粉流量對應(yīng)的極差R分別為32.3 HV1.0、49.7 HV1.0、127.2 HV1.0，從而得到3個(gè)因素影響熔覆層硬度的主次順序?yàn)樗头哿髁?、噴焊速度、噴焊電流。對于熔覆層而言，顯微硬度應(yīng)越高越好，由圖3可以看出，最優(yōu)方案為A1B3C3(即噴焊電流100 A，噴焊速度70 mm/min，送粉流量22 g/min)。此外，當(dāng)送粉流量為14 g/min時(shí)，熔覆層顯微硬度值明顯低于送粉流量為18 g/min和22 g/min條件下的顯微硬度值。

圖3 熔覆層顯微硬度各因素效果Fig.3 Factors effect picture of microhardness for cladding coatings

熔覆層磨損體積各因素效果見圖4。噴焊電流、噴焊速度及送粉流量對應(yīng)的極差R分別為1.57×10-3mm3、0.47×10-3mm3、4.63×10-3mm3，從而得到3個(gè)因素影響熔覆層磨損體積的主次順序?yàn)樗头哿髁?、噴焊電流、噴焊速度。對于熔覆層耐磨性能而言，磨損體積應(yīng)越小越好，由圖4可以看出，最優(yōu)方案為A1B3C2(即噴焊電流100 A，噴焊速度70 mm/min，送粉流量18 g/min)。此外，當(dāng)送粉流量為14 g/min時(shí)，熔覆層磨損體積遠(yuǎn)大于送粉流量為18 g/min和22 g/min條件下的磨損體積。

圖4 熔覆層磨損體積各因素效果Fig.4 Factors effect picture of wear volume loss for cladding coatings

2.2 正交試驗(yàn)方差分析

為了將因素水平變化所引起的試驗(yàn)結(jié)果間的差異與誤差的波動(dòng)區(qū)分開來，彌補(bǔ)極差分析法的缺陷[18]，本文進(jìn)一步采用方差分析法對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，通過對所求出的F值和臨界值Fa進(jìn)行比較，判斷各因素的影響程度與顯著性。顯著水平α取0.05。

表7和表8分別為根據(jù)表4試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算分析得到的熔覆層顯微硬度和磨損體積的方差分析表。由表7和表8可知，在3個(gè)工藝參數(shù)中，送粉流量(因素C)對熔覆層顯微硬度和磨損體積均有顯著影響，而噴焊電流(因素A)和噴焊速度(因素B)對試驗(yàn)結(jié)果并無顯著影響，這一結(jié)果與上述極差分析所得到的結(jié)論基本一致。綜合極差分析和方差分析結(jié)果可知，在試驗(yàn)工藝參數(shù)范圍內(nèi)，送粉流量是影響熔覆層硬度和磨損體積的最顯著因素，噴焊速度和噴焊電流對試驗(yàn)結(jié)果的影響較小。

表7 熔覆層顯微硬度方差分析

表8 熔覆層磨損體積方差分析

3 試驗(yàn)驗(yàn)證與性能表征

根據(jù)上述分析結(jié)果可知，顯微硬度所對應(yīng)的最優(yōu)工藝參數(shù)為噴焊電流100 A，噴焊速度70 mm/min，送粉流量22 g/min；磨損體積所對應(yīng)的最優(yōu)工藝參數(shù)為噴焊電流100 A，噴焊速度70 mm/min，送粉流量18 g/min。綜合考慮兩項(xiàng)性能指標(biāo)，可確定噴焊電流和噴焊速度最優(yōu)參數(shù)值分別為100 A、70 mm/min，而送粉流量的最優(yōu)參數(shù)值暫不能確定。此外，由上述結(jié)論可知，送粉流量對熔覆層顯微硬度和磨損體積的影響均十分顯著，但其內(nèi)在原因及其規(guī)律尚不明了，需要進(jìn)一步分析。

因此，本文設(shè)計(jì)單因素試驗(yàn)，在保證最優(yōu)噴焊電流100 A和最優(yōu)噴焊速度70 mm/min不變的情況下，研究送粉流量的變化對熔覆層顯微組織、顯微硬度分布及耐磨性能的影響規(guī)律，確定其最優(yōu)參數(shù)值，并對最優(yōu)工藝參數(shù)下制備的熔覆層性能進(jìn)行驗(yàn)證與表征。

3.1 顯微組織

(a)近熔合區(qū)(14 g/min)(b)近表面區(qū)(14 g/min)

(c)近熔合區(qū)(18 g/min)(d)近表面區(qū)(18 g/min)

(e)近熔合區(qū)(22 g/min)(f)近表面區(qū)(22 g/min)圖5 不同送粉流量下熔覆層的顯微組織Fig.5 Microstructure of cladding coatings with different powder feed rate

圖5所示為噴焊電流100 A、噴焊速度70 mm/min時(shí)不同送粉流量條件下的熔覆層顯微組織形貌，隨著送粉流量的不同，熔覆層的組織結(jié)構(gòu)存在顯著差異。圖5a、圖5b所示分別為送粉流量14 g/min條件下熔覆層近熔合區(qū)和近表面區(qū)域的顯微形貌，可以看出，底部熔合線是一條較為平直的線，近熔合區(qū)有大量垂直于熔合線生長的柱狀晶，組織粗大，排列較為整齊；隨著距熔合線距離的增大，近表面區(qū)域柱狀晶結(jié)構(gòu)并未消失，且出現(xiàn)了樹枝晶的骨架，組織為柱狀樹枝晶結(jié)構(gòu)[19]，主要生長方向與熱流方向相反。圖5c、圖5d所示分別為送粉流量18 g/min條件下熔覆層近熔合區(qū)和近表面區(qū)域的顯微形貌，可以看出，底部熔合線也較為平直，近熔合區(qū)分布著大量絮亂細(xì)小的樹枝晶；隨著距熔合線距離的增加，樹枝晶生長趨于穩(wěn)定，組織較粗大，方向性不明顯，且出現(xiàn)較多長條狀和塊狀結(jié)構(gòu)。圖5e、圖5f所示分別為送粉流量22 g/min條件下熔覆層近熔合區(qū)和近表面區(qū)域的顯微形貌，可以看出，底部熔合線處組織致密，基體與粉末結(jié)合狀態(tài)良好，近熔合區(qū)為等軸晶組織，晶粒圓潤，分布均勻；隨著距熔合線距離的增加，組織結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生變化，近表面區(qū)域仍為等軸晶區(qū)。

從圖5中可以看出，隨著送粉流量的增加，熔凝枝晶間距變小，熔覆層組織也相應(yīng)變得細(xì)密，熔覆層顯微組織由柱狀晶逐漸向樹枝晶、等軸晶轉(zhuǎn)變。在噴焊電流和噴焊速度相同的情況下，單位時(shí)間內(nèi)注入熔池的能量不變，但送粉流量的變化將導(dǎo)致單位質(zhì)量粉末所獲得的能量不同。從整體趨勢上看，單位質(zhì)量粉末所獲得的能量越大，噴焊粉末溶解越充分，基材的熔化量越大，稀釋率也隨之提高。但隨著送粉流量的增加，單位質(zhì)量粉末單位時(shí)間內(nèi)獲得的能量減少，溫度梯度增加，過冷度增加，凝固速度變快，柱狀晶不能充分生長。同時(shí)，當(dāng)單位質(zhì)量粉末熱輸入量減少時(shí)，合金粉末熔化不完全，未熔化的高熔點(diǎn)顆粒在后續(xù)熔池的凝固過程中可作為形核中心，使熔池凝固過程中的形核率顯著提高，晶粒細(xì)小。由此可知，在一定范圍內(nèi)，隨著送粉流量的增加，柱狀晶組織減少，樹枝晶和等軸晶組織增多，此時(shí)熔覆層性能得到改善[19]。

綜上所述，在保證噴焊電流100 A、噴焊速度70 mm/min不變的情況下，當(dāng)送粉流量為18 g/min和22 g/min時(shí)，熔覆層顯微組織分別為樹枝晶和等軸晶，力學(xué)性能較好；當(dāng)送粉流量為14 g/min時(shí)，熔覆層顯微組織為柱狀晶，力學(xué)性能較差。

3.2 顯微硬度分布

圖6為不同送粉流量條件下的Ni60合金熔覆層的顯微硬度變化曲線，可以看出，45鋼基體的顯微硬度為240 HV1.0(下標(biāo)1.0表示顯微硬度測試時(shí)所選取的載荷為1 kg)左右，相比之下，熔覆層的顯微硬度有明顯提高。由上述顯微組織形貌分析可知，熔覆層組織為細(xì)密的枝晶組織，且存在大量的金屬間化合物[13]，這都是導(dǎo)致熔覆層的顯微硬度較高的原因。此外，當(dāng)送粉流量為22 g/min時(shí)，熔覆層平均顯微硬度約為560 HV1.0，是基體顯微硬度的2～3倍，改善效果最明顯；當(dāng)送粉流量為18 g/min時(shí)，熔覆層平均顯微硬度約為540 HV1.0，略低于送粉流量22 g/min條件下的顯微硬度值；當(dāng)送粉流量為14 g/min時(shí)，熔覆層平均顯微硬度約為460 HV1.0，明顯低于送粉流量18 g/min和22 g/min條件下的熔覆層顯微硬度值。這與不同送粉流量條件下的熔覆層具有不同的枝晶結(jié)構(gòu)有關(guān)。在一定范圍內(nèi)，隨著送粉流量的增加，熔覆層組織由柱狀晶向樹枝晶、等軸晶轉(zhuǎn)變，晶粒變細(xì)，強(qiáng)化相燒損程度減弱，固溶強(qiáng)化和細(xì)晶強(qiáng)化作用增強(qiáng)，因而熔覆層顯微硬度顯著增高。

圖6 不同送粉流量下熔覆層的顯微硬度Fig.6 Microhardness of cladding coatings with different powder feed rate

從圖6中可以看出，在3種送粉流量條件下，熔合線處均出現(xiàn)了明顯的硬度過渡區(qū)，且靠近熔合線處的顯微硬度值相對于近表面處的顯微硬度值較低，這與熔合線處稀釋率較高和基體中含較多Fe元素?cái)U(kuò)散而形成較低硬度的富Fe硼化物有關(guān)[8]。明顯的過渡區(qū)是有利的，因?yàn)槠浔砻骰w與熔覆層之間有很好的冶金結(jié)合[20]。此外，從熔覆層到基體顯微硬度值發(fā)生非均勻過渡——陡降，表明熔覆層的稀釋率低，硬度低的基體元素對熔覆層的沖淡很小，使得熔覆層合金強(qiáng)化層的性能保持最大程度的完整性，這正是等離子噴焊技術(shù)作為再制造表面工程技術(shù)實(shí)現(xiàn)對零件表面改性、強(qiáng)化的主要優(yōu)點(diǎn)之一。

綜上所述，在最優(yōu)送粉流量22 g/min條件下，熔覆層具有最高的顯微硬度值，且熔合線處有明顯過渡區(qū)，進(jìn)一步驗(yàn)證了基體與熔覆層之間存在很好的冶金結(jié)合，噴焊質(zhì)量良好。

3.3 耐磨性能

不同送粉流量下熔覆層和基體的磨損表面三維形貌見圖7。由圖7可以看出，未經(jīng)處理的45鋼基體和不同送粉流量條件下的熔覆層經(jīng)過摩擦磨損后，均呈現(xiàn)出磨粒磨損特征的犁溝。未經(jīng)處理的45鋼表面存在較深較寬的犁溝，且犁溝間距不均勻；而熔覆層磨損表面的犁溝相較基體表面的犁溝淺且細(xì)密，分布均勻，表明熔覆層相比基體具有更好的耐磨性。且隨著送粉流量的增加，磨粒磨損程度減弱，磨損表面的犁溝變淺變窄，熔覆層耐磨性提高，這與上文所述的顯微硬度變化趨勢一致。當(dāng)送粉流量為22 g/min時(shí)，熔覆層具有最好的耐磨性。

(a)基體

(b)V=14 g/min

(c)V=18 g/min

(d)V=22 g/min圖7 不同送粉流量下的熔覆層和基體的磨損形貌Fig.7 Worn morphology of substrate and cladding coatings with different powder feed rate

不同送粉流量條件下，熔覆層和基體在干摩擦過程中的磨損體積見圖8。未經(jīng)處理的基體及送粉流量為14 g/min、18 g/min和22 g/min的熔覆層磨損體積分別為17.22×10-3mm3、8.47×10-3mm3、5.55×10-3mm3和5.02×10-3mm3，隨著送粉流量的增加，磨損體積減小。由圖8可以看出，送粉流量為18 g/min和22 g/min時(shí)的熔覆層磨損體積差別不大，這主要是由于2種參數(shù)條件下的熔覆層顯微硬度均較高，與對磨塊(即試驗(yàn)中的上試樣)的硬度相差較小，磨粒磨損程度相對減弱，熔覆層形成了較淺的犁溝，磨損體積也相應(yīng)減小。

圖8 不同送粉流量下熔覆層和基體的磨損體積Fig.8 Wear volume loss of substrate and cladding coatings with different powder feed rate

不同送粉流量條件下，熔覆層和基體在干摩擦過程中的摩擦因數(shù)變化見圖9。未經(jīng)處理基體的平均摩擦因數(shù)為0.66；送粉流量為14 g/min、18 g/min和22 g/min時(shí)的熔覆層平均摩擦因數(shù)分別為0.55、0.47和0.41。由此可知，熔覆層摩擦因數(shù)較基體摩擦因數(shù)均有所減小。根據(jù)Archard磨損理論可知，熔覆層的耐磨性能好壞與其顯微硬度大小成正比，與其摩擦因數(shù)大小成反比，因此送粉流量為22 g/min時(shí)的熔覆層在3組熔覆層試樣中具有優(yōu)異的耐磨性能；此外，當(dāng)送粉流量為22 g/min時(shí)，摩擦因數(shù)變化最穩(wěn)定，波動(dòng)最小，表明熔覆層性能得到明顯改善。

圖9 不同送粉流量下熔覆層和基體的摩擦因數(shù)曲線Fig.9 Friction coefficient of substrate and cladding coatings with different powder feed rate

綜上所述，當(dāng)送粉流量為22 g/min時(shí)，熔覆層的磨損表面犁溝較淺較窄，磨損體積最小，摩擦因數(shù)也最小且較穩(wěn)定，具有較好的耐磨性。

4 曲軸再制造修復(fù)試驗(yàn)

某企業(yè)發(fā)動(dòng)機(jī)45鋼曲軸在使用一定年限后，曲軸主軸頸處出現(xiàn)不均勻磨損的情況，其中一側(cè)出現(xiàn)磨損深度約為0.5 mm的凹槽。該曲軸經(jīng)切樣測試，其化學(xué)成分組成見表9，與上述試驗(yàn)中所用45鋼樣件基本一致，曲軸顯微硬度為250 HV1.0，略高于樣件顯微硬度值，因此可采用上述試驗(yàn)所得的最優(yōu)工藝參數(shù)對其進(jìn)行修復(fù)。由于服役一段時(shí)間的曲軸表面存在油漬、污垢、銹蝕等雜質(zhì)，修復(fù)前需先用砂紙打磨表面，再采用超聲波清洗對表面進(jìn)行清理。同時(shí)，為了降低噴焊熱效應(yīng)對曲軸尺寸精度的影響，將曲軸焊前預(yù)熱至200 ℃，然后在主軸頸表面磨損部位進(jìn)行噴焊。清洗過程及等離子噴焊試驗(yàn)現(xiàn)場如圖10所示。

表9 45鋼樣件和曲軸化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

(a)清洗過程 (b)等離子噴焊現(xiàn)場圖10 發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸再制造修復(fù)過程照片F(xiàn)ig.10 Photo of remanufacturing process of engine crankshaft

上述工藝參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)是針對平面類樣件進(jìn)行噴焊，此情況下所得的最優(yōu)工藝參數(shù)用于軸類零件時(shí)還需根據(jù)零件實(shí)際尺寸作一定調(diào)整。在軸類零件的噴焊過程中，由于焊槍位置保持不變，曲軸隨圓盤的轉(zhuǎn)動(dòng)而轉(zhuǎn)動(dòng)，因而可用曲軸主軸頸表面的線速度作為實(shí)際噴焊速度,并根據(jù)前述最優(yōu)工藝參數(shù)調(diào)整試驗(yàn)參數(shù):

(1)

式中，n為圓盤轉(zhuǎn)速；D為曲軸主軸頸直徑；u為主軸頸表面線速度。

本次修復(fù)的曲軸主軸頸直徑為46 mm，若保證噴焊過程中主軸頸表面線速度為70 mm/min，由式(1)可知，圓盤轉(zhuǎn)速應(yīng)為0.48 r/min。送粉流量與噴焊電流等工藝參數(shù)直接使用最優(yōu)工藝參數(shù)值，不另做調(diào)整。

熔覆后軸頸表面的熔覆層如圖11所示，熔覆層表面均勻，沒有宏觀裂紋等缺陷，具有良好的金屬光澤。經(jīng)測量，熔覆層厚度為1 mm，滿足實(shí)際修復(fù)需要。

(a) 熔覆效果 (b)厚度測量圖11 曲軸主軸頸表面熔覆層Fig.11 Cladding coatings on the crankshaft main journal

5 結(jié)論

使用等離子噴焊技術(shù)和Ni60合金粉末在曲軸材料45鋼樣件上制備了硬度高、耐磨性好的熔覆層，并成功應(yīng)用到發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸的再制造修復(fù)中。主要結(jié)論如下：

(1)利用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，對等離子噴焊工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，研究了多因素作用下噴焊電流、噴焊速度和送粉流量等工藝參數(shù)對熔覆層顯微硬度、磨損體積的影響規(guī)律，在試驗(yàn)工藝參數(shù)范圍內(nèi)，發(fā)現(xiàn)送粉流量是影響熔覆層顯微硬度和磨損體積的最顯著因素，噴焊電流和噴焊速度影響較小。

(2)在一定范圍內(nèi)，隨著送粉流量的增加，熔覆層顯微組織由柱狀晶向樹枝晶、等軸晶轉(zhuǎn)變，組織性能得到改善，顯微硬度和耐磨性能也有顯著提升。

(3)最優(yōu)工藝參數(shù)為噴焊電流100 A,噴焊速度70 mm/min，送粉流量22 g/min。在該參數(shù)組合下制備的熔覆層與基體之間有良好的冶金結(jié)合，熔覆層組織為等軸晶，平均顯微硬度約為560 HV1.0，平均摩擦因數(shù)為0.41，磨損體積為5.02×10-3mm3，耐磨性能得到顯著改善。

(4)使用最優(yōu)工藝參數(shù)對發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸主軸頸磨損部位進(jìn)行修復(fù)，實(shí)際熔覆效果良好，為等離子噴焊技術(shù)在發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸再制造上的應(yīng)用提供了參考。