基于熱噴涂的軸類零件再制造工藝及其殘余應力分析

曹華軍 童少飛 陳海峰 舒林森

重慶大學機械傳動國家重點實驗室，重慶，400030

0 引言

隨著資源短缺、環境污染問題的愈演愈烈以及循環經濟的快速發展，以廢舊產品為毛坯的一種新型制造模式——再制造［1－3］，已成為機械工程等諸多領域的研究熱點，受到工業界及學術界的廣泛關注。機床作為機械裝備的母機，是一種極具回收再制造價值的典型機電產品。目前我國機床保有量逾800萬臺，其中役齡超過10年以上的機床超過200萬臺，而且大量老舊機床仍在超負荷服役或即將面臨淘汰，由此造成的資源浪費、環境污染等問題也日趨嚴重。因此，對廢舊機床實施綠色再制造具有深遠意義，不僅可以最大限度地回收重用蘊涵在老舊機床的附加值，而且節約資源，減少替代新產品制造對環境的再污染。

機床再制造是對老舊機床進行修復和改造的過程［4］，而機床廢舊零部件的修復和再制造則是機床再制造諸多內容中最為關鍵的一個環節。軸類零件作為機械裝備中典型的零部件之一，在進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，最終導致淘汰并退役。近年來，隨著熱噴涂技術的發展，對機床軸類零件實施熱噴涂強化處理，大幅度提高零件性能，延長零部件的服役壽命已成為可能。董文［5］結合機床主軸的實際工況和技術要求，采用電弧熱噴涂技術對某廢舊機床主軸進行了再制造。韓曉玲等［6］采用熱噴涂技術對鏜床靜壓主軸的軸頸進行了修復，獲得了較好的效果。

熱噴涂制備的涂層系統由于材料間的熱物理性能不匹配，在冷卻過程產生的過大殘余熱應力會導致涂層的變形、開裂以及脫落等失效。已有的研究表明［7－8］，殘余應力對涂層的質量、使用性能以及涂層構件的精度和尺寸穩定性等都有著重要影響，甚至會嚴重影響再制造后零件的服役壽命。因此要預估再制造后軸類零件的二次服役壽命，就必須對涂層系統內的殘余應力及其分布情況進行準確的預測和有效的控制。基于此，本文以廢舊的滾齒機床主軸為對象，采用等離子噴涂技術對其進行損傷修復，結合有限元法和X射線衍射法對涂層/基體系統的殘余應力進行預測與分析。

1 試驗材料及方法

1.1 復合耐磨涂層的設計

試驗材料為某廢舊滾齒機床主軸，如圖1所示，經分析，該主軸外錐面（1∶20）處磨損較嚴重，與前滑動軸承的配合間隙超差而使主軸無法正常使用。主軸材料為38CrMoAlA氮化鋼，經調質和表面氮化工藝處理，由直讀光譜儀測得其化學成分 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 某滾齒機主軸部件示意圖

主軸在運轉中承受彎曲和扭轉的交變載荷作用，且外錐面處與前滑動軸承有相對的運動，為保證主軸的剛度、強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金屬合金黏結相和75%Cr3C2陶瓷硬質相組成（質量分數），具有硬度高、抗氧化能力強、耐磨性能好等優點。為緩解基體與金屬陶瓷涂層熱膨脹系數的不匹配，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基體間的熱失配應力。其次，Ni/Al粉末的微熔池效應［10］能夠使其與基體材料形成冶金結合，可以有效提高涂層與基體的結合強度。根據外錐面的磨損程度、涂層的后處理加工余量以及噴涂過程中涂層的膨脹與收縮，涂層的總厚度設計為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處理、噴涂和涂層后處理等幾個方面，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，然后用棕剛玉砂對外錐面進行噴砂粗化處理，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，將主軸固定在自制的卡具上，預熱待噴涂部位，采用APS－2000A型大氣等離子噴涂設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，噴涂工藝參數見表1。噴涂工作層粉末時采用分層噴涂，每道涂層厚0.1～0.2mm，分3次完成。采用半導體點溫計測量噴涂過程中的溫度，溫度過高時停止噴涂，防止基體過熱而影響涂層質量。

表1 等離子噴涂工藝參數

1.3 檢測設備及方法

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

式中，K為應力常數，只與材料、選定衍射面有關；θ0為無應力狀態的布拉格角；E、ν分別為材料的彈性模量和泊松比。

2 涂層系統殘余應力有限元模擬與試驗驗證

當整個噴涂過程結束后，涂層和基體開始冷卻。在冷卻過程中，由于涂層和基體熱膨脹系數不匹配，再加上彈性模量、涂層厚度以及溫度變化等原因，會在涂層內部產生殘余應力。采用有限元分析軟件ANSYS對熱噴涂涂層在冷卻過程中產生的殘余熱應力進行線彈性分析，建立模型預測涂層系統內殘余應力的大小及分布情況，并用X射線應力分析儀檢測驗證數值模擬的結果。

2.1 涂層系統殘余熱應力有限元模擬

2.1.1 有限元模型及材料性能參數

根據基體和涂層的尺寸，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調條件。然后對模型進行網格劃分，在基體與打底層界面處、打底層與工作層界面處采用細網格劃分，遠離界面處用粗網格劃分，如圖3所示。

為便于分析以及較精確地顯示殘余應力的結果，采用路徑的方式表現涂層系統的殘余應力。沿垂直于外錐面模型軸線的方向截取3個剖面A－A、B－B、C－C，剖面的1/4視圖見圖3b，并取L為觀察路徑。

噴涂材料為復合物，由多相質點混合而成，其熱物理性能參數可由簡單混合比法則［12］近似計算得到：

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

材料的熱物理性能參數如表2所示。

圖3 有限元分析模型

表2 材料的熱物理性能參數［13－14］

2.1.2 基本假設及邊界條件

噴涂后的冷卻過程是一個非常復雜的物理化學過程，為簡化分析，作如下假設：①涂層和基體結合良好，冷卻過程不涉及塑性變形，且材料為各向同性；②不考慮熱輻射以及涂層內部對流的影響，只考慮涂層表面與周圍環境的對流；③計算的殘余應力為在冷卻過程中因涂層與基體熱膨脹系數不匹配而引發的熱失配應力；④基體與涂層的界面處滿足應變與溫度的協調方程，即

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

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

式中，TW為構件的表面溫度；TF為周圍空氣的溫度；h為對流換熱系數；l為外徑。

在自然對流的情況下，給熱系數Nu僅與流體雷諾數Pr和流體普朗特數Gr有關。當（GrPr）值在104～109范圍內時，C值取0.53，n值取0.25，特征尺寸l為構件的外徑［15］。通過以上公式計算，在冷卻過程中，涂層外表面和基體內表面與空氣的對流換熱系數取11.8W/（m2·℃）。

在涂層系統冷卻至室溫的過程中，環境溫度取為25℃，基體預熱溫度取為120℃，構件外表面的初始溫度由點溫計測得，為925℃。

在ANSYS數值計算中，采用順序耦合的方法計算涂層系統的溫度分布和應力狀態，將溫度場的計算結果作為結構的熱載荷加載到應力分析中。熱分析時選用二維8節點PLANE77單元，結構分析時選用二維8節點PLANE82單元。

2.2 有限元分析結果及試驗驗證

涂層系統殘余應力有限元的數值分析結果如圖4所示，3個剖面處的殘余應力變化趨勢相同，且隨著外徑尺寸的增大，殘余應力的值稍有增加，但變化幅度不大。由圖4a可知，周向應力在基體

圖4 主軸外錐面3個剖面的殘余應力與外徑尺寸的關系

內為拉應力，其值較小，在涂層內為壓應力，且在基體和打底層的界面處達到最大值。這是由于Ni/Al打底層以及NiCr－Cr3C2工作層的熱膨脹系數均小于38CrMoAlA基體的熱膨脹系數噴涂結束后，基體在冷卻至室溫的過程中收縮程度更大，所以這種由熱失配產生的殘余應力在涂層內表現為壓應力。

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

采用X射線應力分析儀測定涂層表面的殘余應力，檢測前對涂層表面進行清洗、化學拋光等處理。在每個剖面處，每間隔90°角測量5次，共測量20次，并取平均值。將測試結果與有限元計算結果進行比較，如表3所示。

表3 涂層系統殘余應力

通過比較可知，殘余應力的檢測值與模擬值之間存在一定的誤差，該誤差主要來源于兩個方面：一是有限元法對模型作了很多假設，且只分析了涂層/基體系統冷卻至室溫的熱失配應力；二是X射線在材料中的穿透深度受到限制，只能檢測涂層表面的宏觀殘余應力，且檢測的精度受構件幾何形狀、表面光潔度等的影響。但總體而言，計算模型與實際檢測結果所存在的偏差是可以接受的，從而間接驗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

主軸外錐面的原設計表面粗糙度Ra為0.2 μm，主軸與前滑動軸承的配合間隙要求在0.004～0.01mm范圍內。由2.2節分析可知，涂層系統內存在較大的殘余應力，考慮涂層的加工特性，采用磨削加工工藝。將主軸裝夾在萬能外圓磨床上，采用錐堵頂尖孔的方式進行定位，選用綠色碳化硅砂輪，磨削加工至圖紙要求。磨削工藝參數為：砂輪粒度40號，磨削加工速度20m/s，磨削深度5μm，主軸轉速15m/min。在主軸外錐面的工作層上涂抹紅丹粉，與新配的滑動軸承錐孔進行配研，檢測著色的覆蓋率，并進行相應的性能檢測。如表4所示，經等離子噴涂修復后，滾齒機主軸的各項指標優于新軸。

表4 再制造前后主軸性能指標對比

3 結論

（1）對于磨損較嚴重的軸類零件，等離子噴涂不僅可以快速修復零件的尺寸和幾何精度，還能夠強化零件表面的理化性能，所獲得的涂層組織致密性強、與基體結合強度高。

（2）有限元法模擬結果表明，主軸外錐面3個剖面處的殘余應力變化趨勢相同，涂層系統內殘余應力的主要表現形式為周向應力，且最大值位于基體與涂層的結合處。

（3）結合有限元法和X射線衍射法對涂層系統殘余應力進行分析預測，所得到的分析結果具有很好的一致性，其結果可以為完善和優化噴涂工藝，減小涂層系統殘余應力提供重要指導。

［1］ 徐濱士.再制造工程的現狀與前沿［J］.材料熱處理學報，2010，31（1）：10－14 Xu Binshi.State of the Art and Future Development in Remanufacturing Engineering［J］.Transactions of Materials and Heat Treatment，2010，31（1）：10－14.

［2］ 徐濱士，馬世寧，劉世參，等.21世紀的再制造工程［J］.中國機械工程，2000，11（1/2）：36－39.Xu Binshi，Ma Shining，Liu Shican，et al.Remanufacturing Engineering in 21st Century［J］.China Mechanical Engineering，2000，11（1/2）：36－39.

［3］ Hatcher G D，Ijomah W L，Windmill J F C.Design for Remanufacture：A Literature Review and Future Research Needs［J］.Journal of Cleaner Production，2011，19（17/18）：2004－2014.

［4］ 曹華軍，杜彥斌，張明智，等.機床再制造與綜合提升內涵及技術框架［J］.中國表面工程，2010，23（6）：75－79.Cao Huajun，Du Yanbin，Zhang Mingzhi，et al.Connotation and Technology Framework of Machine Tool Remanufacturing and Comprehensive Upgrading［J］.China Surface Engineering，2010，23（6）：75－79.

［5］ 董文.電弧噴涂技術在機床主軸再制造中的應用［J］.機械制造，2009，47（8）：70－72.Dong Wen.Application of Arc Spraying Technology in the Machine Tool Spindle Remanufacturing［J］.Machinery Manufacture，2009，47（8）：70－72.

［6］ 韓曉玲，劉霞.基于熱噴涂的鏜床靜壓主軸的修復方法［J］.制造技術與機床，2013（2）：98－100.Han Xiaolin，Liu Xia.The Repaired Method of Hydrostatic Spindle of Boring Machine Based on Thermal Spraying［J］.Manufacturing Technology ＆ Machine Tool，2013（2）：98－100.

［7］ 汪勇，魏敏，王志民，等.再制造熱噴涂層的殘余應力與顯微特征的對應關系［J］.理化檢驗（物理分冊），2011，47（1）：1－10.Wang Yong，Wei Min，Wang Zhimin，et al.Correlations between Residual Stress and Microscopic Characteristics of Remanufacturing Thermal Spraying Coating［J］.Physical Testing and Chemical A－nalysis（Part A：Physical Testing），2011，47（1）：1－10.

［8］ Teixeira V.Residual Stress and Cracking in Thin PVD Coating［J］.Vacuum，2002，64：393－399.

［9］ 范吉明.Cr3C2－NiCr涂層的等離子噴涂及在再制造工程中的應用研究［D］.北京：中國石油大學，2009.

［10］ Gou R B，Zhang Y L，Xu X D.Residual Stress Measurement of New and In－service X70Pipelines by X－ray Diffraction Method［J］.NDT＆E International，2011，44（5）：383－393.

［11］ Piao Z Y，Xu B S，Wang H D，et al.Influence of Undercoating on Rolling Contact Fatigue Performance of Fe－based Coating［J］.Tribology International，2010，43（1/2）：252－258.

［12］ Bowen R M，Eringen A C.Continuum Physics［M］.New York：Academic Press，1976.

［13］ Nyg?rds C M，White K W，Chandar K R.Strength of HVOF Coating－substrate Interfaces［J］.Thin Solid Film，1998，332（1/2）：185－188.

［14］ Toparli M，Sen F，Culha O.Thermal Stress Analysis of HVOF Sprayed WC－Co/NiAl Multilayer Coatings on Stainless Steel Substrate Using Finite Element Methods［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，190（1/3）：26－32.

［15］ 許國良，王曉墨，鄔田華，等.工程傳熱學［M］.北京：中國電力出版社，2011.