基于修復(fù)涂層力學(xué)性能影響規(guī)律的再制造毛坯表面污染物狀態(tài)評(píng)估

柯慶鏑 姜 豐 張 鵬 田常俊 秦小州

1.合肥工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，合肥，2300092.安徽瑞賽克再生資源技術(shù)股份有限公司，蕪湖，241006

0 引言

再制造工程是指對(duì)服役后產(chǎn)品進(jìn)行專業(yè)化修復(fù)或升級(jí)改造從而實(shí)現(xiàn)產(chǎn)品質(zhì)量達(dá)到或優(yōu)于新品的制造過(guò)程，是當(dāng)前先進(jìn)制造和綠色制造的重要組成部分[1]。再制造工程的核心環(huán)節(jié)是對(duì)再制造毛坯失效結(jié)構(gòu)的修復(fù)工藝過(guò)程，即利用增材制造技術(shù)(如激光熔覆、等離子噴涂等)，在待修復(fù)表面上形成涂層結(jié)構(gòu)，恢復(fù)再制造毛坯的結(jié)構(gòu)尺寸及服役性能。在再制造修復(fù)過(guò)程中，再制造毛坯通常為服役過(guò)一段時(shí)間的零部件，在不同服役環(huán)境中毛坯表面均存在一定程度的污染腐蝕物，這些污染腐蝕物會(huì)參與到修復(fù)涂層結(jié)構(gòu)的成形過(guò)程中，進(jìn)而影響修復(fù)涂層的服役性能[2]。因此，探討再制造毛坯表面污染腐蝕物狀態(tài)對(duì)后續(xù)再制造修復(fù)工藝及涂層結(jié)構(gòu)服役性能的影響規(guī)律，具有重要的工程實(shí)踐意義[3]。

針對(duì)以上問(wèn)題，相關(guān)專家學(xué)者研究了各類再制造毛坯表面殘留污染腐蝕物種類，及其對(duì)再制造修復(fù)涂層性能的影響規(guī)律。CHANG等[4]研究了等離子噴焊再制造修復(fù)過(guò)程中，F(xiàn)V(520)B鋼表面硫化腐蝕層的相互排斥作用，該類硫化物嚴(yán)重降低了修復(fù)層的力學(xué)性能。LI等[5]發(fā)現(xiàn)基材微細(xì)裂紋中的氣體和污染物是鑄鐵焊接和熔覆過(guò)程中產(chǎn)生空洞的主要原因。HANAK等[6]研究發(fā)現(xiàn)，基體表面存在腐蝕產(chǎn)物或灰塵顆粒時(shí)會(huì)導(dǎo)致進(jìn)一步的深層腐蝕。MARTINS等[7]研究了黏結(jié)涂層界面對(duì)大氣等離子噴焊熱障涂層壽命的影響，結(jié)果表明在黏結(jié)層上沉積的涂層會(huì)導(dǎo)致涂層內(nèi)部產(chǎn)生高度彎曲的裂片形態(tài)，影響裂紋路徑的構(gòu)造，縮短涂層的使用壽命。

上述研究結(jié)果表明，當(dāng)再制造毛坯表面存在某類污染腐蝕物(如氧化物、硫化物等)時(shí)，修復(fù)后的涂層結(jié)構(gòu)的服役性能均會(huì)有所下降。由于再制造毛坯的預(yù)處理階段主要采用對(duì)應(yīng)清洗工藝降低其表面污染腐蝕物含量，保障后續(xù)再制造修復(fù)過(guò)程，且預(yù)處理階段的成本也隨著清潔度等級(jí)的提高而增加，因此，需要合理分析再制造毛坯表面污染腐蝕物的分布情況及其對(duì)修復(fù)涂層的影響。但前述研究均是定性分析了表面污染腐蝕物的不利影響，無(wú)法有效支持相應(yīng)的再制造毛坯預(yù)處理工藝規(guī)劃，需進(jìn)一步量化分析污染腐蝕物分布狀態(tài)對(duì)修復(fù)涂層服役性能的影響規(guī)律，評(píng)估污染腐蝕物的影響效果，優(yōu)化再制造毛坯預(yù)處理工藝，規(guī)劃后續(xù)再制造修復(fù)流程，提高再制造工藝過(guò)程的可靠性。

本文分析了典型再制造毛坯的表面污染腐蝕物種類及分布狀態(tài)，開(kāi)展了再制造修復(fù)及涂層性能檢測(cè)實(shí)驗(yàn)，獲取了毛坯表面污染程度對(duì)修復(fù)涂層服役性能的影響規(guī)律，建立了污染腐蝕物含量與其修復(fù)涂層服役性能的映射函數(shù)，并面向再制造修復(fù)服役性能需求，討論了再制造毛坯表面污染腐蝕物含量的合理閾值區(qū)間，為進(jìn)一步規(guī)劃再制造毛坯預(yù)處理及修復(fù)工藝過(guò)程提供了技術(shù)及數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

1 再制造毛坯表面污染腐蝕物及其影響分析

再制造毛坯表面污染物及腐蝕層主要為外部沉積物、油垢、積碳、水垢、銹垢、舊漆和防護(hù)層等[8]，以發(fā)動(dòng)機(jī)缸體的再制造過(guò)程[9](圖1)為例，其發(fā)動(dòng)機(jī)污染腐蝕物(圖2)與缸體緊密結(jié)合，最大附著力可達(dá)5～10 MPa，用簡(jiǎn)單的清洗工藝去除則難度較大[10]，均提高了再制造清洗階段的工藝復(fù)雜性及相關(guān)成本，因此，應(yīng)分析再制造毛坯表面污染腐蝕物對(duì)后續(xù)修復(fù)涂層結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律，為合理規(guī)劃再制造預(yù)處理過(guò)程提供測(cè)算依據(jù)。

圖1 缸體再制造過(guò)程示意圖Fig.1 Schematic of engine block remanufacturing process

圖2 缸體污染腐蝕物分布狀態(tài)示意圖Fig.2 Schematic of contamination distribution state of engine cylinder

相關(guān)研究[4-7]表明，再制造毛坯表面污染腐蝕物會(huì)一定程度地降低修復(fù)涂層各類服役性能，則污染腐蝕物含量對(duì)再制造修復(fù)涂層服役性能的影響規(guī)律可以表示為

f(x)=M(0)-M(x)

(1)

其中，x為污染腐蝕物的含量；f(x)表示污染腐蝕物含量為x時(shí)，污染腐蝕物含量對(duì)修復(fù)涂層服役性能的影響；M(0)表示無(wú)污染腐蝕物時(shí)修復(fù)涂層的服役性能；M(x)表示污染腐蝕物含量為x時(shí)修復(fù)涂層的服役性能。

基于式(1)，在檢測(cè)取得污染腐蝕物含量后，對(duì)比不同污染腐蝕物含量時(shí)再制造修復(fù)涂層的各項(xiàng)服役性能(即力學(xué)性能，如硬度、結(jié)合強(qiáng)度等)的具體數(shù)值，以進(jìn)一步構(gòu)建表面污染腐蝕物含量對(duì)修復(fù)涂層服役性能的影響函數(shù)。在不同修復(fù)涂層服役性能需求下，制定再制造毛坯表面污染腐蝕物含量的閾值區(qū)間，從而進(jìn)一步合理規(guī)劃再制造預(yù)處理過(guò)程。

本文以汽車發(fā)動(dòng)機(jī)缸體類零件的再制造預(yù)處理及修復(fù)過(guò)程為研究對(duì)象，結(jié)合缸體零部件服役環(huán)境，在樣件(QT500-7)上制備不同含量的污染腐蝕物，利用激光熔覆增材工藝制備表面修復(fù)涂層結(jié)構(gòu)，重點(diǎn)檢測(cè)并分析涂層結(jié)構(gòu)的表面硬度及結(jié)合強(qiáng)度的變化規(guī)律，基于式(1)構(gòu)建基于污染腐蝕物含量的修復(fù)涂層服役性能影響函數(shù)表達(dá)式，為對(duì)應(yīng)缸體類零件的再制造預(yù)處理過(guò)程規(guī)劃提供技術(shù)及數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

2 基于污染腐蝕物的熔覆涂層結(jié)構(gòu)制備

2.1 基材分析

汽車發(fā)動(dòng)機(jī)缸體通常為球墨鑄鐵材料，因其具有高強(qiáng)度、高韌性、高塑性、耐磨、減振、易切削、對(duì)缺口不敏感等特性[11]，常用于制造一些受力復(fù)雜，強(qiáng)度、韌性和耐磨性要求高的零件[12-13]，如曲軸、軋輥、發(fā)動(dòng)機(jī)缸體等結(jié)構(gòu)件。

基于再制造企業(yè)調(diào)研，實(shí)驗(yàn)基體材料選用為球墨鑄鐵QT500-7，其化學(xué)成分如表1所示。熔覆層材料采用Fe55A鐵基合金粉末，粒度為45～105 μm，其化學(xué)成分如表2所示。

表1 QT500-7的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical compositions in QT500-7(mass fraction) %

表2 Fe55A鐵基合金粉末的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.2 Chemical compositions in Fe55A iron-based alloy powder(mass fraction) %

2.2 基體污染腐蝕物及熔覆層的制備實(shí)驗(yàn)

不同于其他微觀組織性能檢測(cè)實(shí)驗(yàn)，結(jié)合強(qiáng)度檢測(cè)實(shí)驗(yàn)需要在不同的實(shí)驗(yàn)環(huán)境下進(jìn)行，因此本實(shí)驗(yàn)分兩個(gè)部分進(jìn)行，兩次實(shí)驗(yàn)均設(shè)置了A、B、C三類實(shí)驗(yàn)對(duì)照組。

2.2.1微觀組織性能檢測(cè)的樣件制備

A、B、C實(shí)驗(yàn)對(duì)照組的樣件制備過(guò)程如表3所示?；阼T鐵恒溫氧化腐蝕動(dòng)力曲線[14-15]，在本實(shí)驗(yàn)條件下，B組的反應(yīng)時(shí)間為C組反應(yīng)時(shí)間的一半，通過(guò)測(cè)量增重可得B組表面殘留的污染腐蝕物含量略大于C組表面殘留污染腐蝕物含量的50%。

表3 污染腐蝕物制備工藝Tab.3 Preparation process of contamination

2.2.2修復(fù)涂層制備

結(jié)合再制造企業(yè)及文獻(xiàn)調(diào)研[16]，本實(shí)驗(yàn)涂層制備選用的是激光熔覆工藝，所選用的粉材為Fe55A鐵基合金粉末(表2)，所用到的激光熔覆設(shè)備及主要工藝參數(shù)如表4所示。

表4 激光熔覆裝置及工藝參數(shù)Tab.4 Laser cladding device and processing parameters

2.2.3抗拉結(jié)合強(qiáng)度檢測(cè)實(shí)驗(yàn)樣件制備

基于相關(guān)專利及文獻(xiàn)調(diào)研[17]，本文設(shè)計(jì)出了熔覆層抗拉結(jié)合強(qiáng)度的檢測(cè)方法，A、B、C三組試樣結(jié)構(gòu)如圖3所示，每組兩個(gè)樣件，在各組試樣的上表面分別按前文所述的參數(shù)依次制備污染腐蝕物和熔覆涂層。

圖3 力學(xué)性能檢測(cè)試樣及其熔覆層制備Fig.3 Mechanics properties test specimens and preparation of cladding layer

對(duì)上述試樣加工出圖4所示的T形拉伸試樣。利用MTS809型液壓伺服試驗(yàn)機(jī)施加緩慢增大的拉力F使熔覆層與基體分離，同時(shí)記錄各試樣拉伸時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變曲線，得到試樣熔覆層與基體的抗拉結(jié)合強(qiáng)度。

圖4 熔覆層抗拉結(jié)合強(qiáng)度的測(cè)試Fig.4 Tensile bonding strength test of cladding layer

3 基于污染腐蝕物的熔覆涂層力學(xué)性能及組織分析

3.1 Fe基合金激光熔覆層與基體的硬度分布

在每個(gè)樣件的熔覆層-基體橫截面上，設(shè)定基體表面位置為坐標(biāo)零點(diǎn)，沿垂直于基體表面方向，以0.1 mm的間距向熔覆層及基體兩側(cè)選取測(cè)量點(diǎn)，依次采用FM-800型維氏硬度計(jì)測(cè)量各點(diǎn)處的硬度HV0.5(下標(biāo)0.5表示維氏硬度測(cè)量時(shí)所選取的載荷為0.5 kg)，載荷保持時(shí)間為12 s，每組進(jìn)行3次實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果取每組3次測(cè)量值的平均值，測(cè)得的三組Fe基合金激光熔覆層的維氏硬度分布結(jié)果如圖5所示。

圖5 激光熔覆層橫截面維氏硬度分布結(jié)果Fig.5 Vickers hardness distribution results of cross section of laser cladding layer

由圖5可以看出：三組試樣的基體部分受熔池?zé)嵊绊戄^小，其維氏硬度變化不大且數(shù)值較??；在熱影響區(qū)和熔合區(qū)，三組試樣的維氏硬度提高到500～700 MPa之間，最終在熔化區(qū)與熔合區(qū)邊界處A、B兩組試樣達(dá)到各自硬度的最大值，而C組試樣的硬度在熔化區(qū)與熔合區(qū)邊界處略有下降。三組試樣在熔化區(qū)與熔合區(qū)邊界處的維氏硬度均明顯高于對(duì)應(yīng)基體的維氏硬度，其主要原因是激光熔覆時(shí)，熔化區(qū)熔池冷卻快，晶粒較細(xì)小。同時(shí)在熔合區(qū)和熔化區(qū)，維氏硬度總體上表現(xiàn)為隨著污染腐蝕物含量的增加，熔覆層的硬度呈下降趨勢(shì)。

A組和B組試樣在熔化區(qū)與熔合區(qū)邊界處的維氏硬度均達(dá)到最大值，分別為820 MPa和751 MPa，B組的維氏硬度雖然較A組硬度有所降低，但下降得并不明顯：C組測(cè)得的最大維氏硬度僅為554 MPa，較之A組硬度則有明顯降低，僅為其67.5%。

基于前文所述，可認(rèn)為B組表面污染腐蝕物的含量略大于C組表面污染腐蝕物含量的50%，但樣件污染腐蝕物對(duì)其熔覆層硬度的影響是成非線性規(guī)律的。于是可以得出，當(dāng)基體表面存在少量的污染腐蝕物殘留時(shí)，污染腐蝕物含量對(duì)熔覆層硬度的影響不明顯；但當(dāng)污染腐蝕物的含量達(dá)到某一個(gè)閾值后則會(huì)對(duì)熔覆層硬度產(chǎn)生越來(lái)越顯著的負(fù)面影響。

3.2 熔覆層物相分析

采用X’Pert MPD Pro型X射線衍射儀對(duì)激光熔覆層進(jìn)行物相分析。圖6所示為熔覆層的XRD譜，可以看出：熔覆層組織中的物相除了γ-Fe相外，還存在熔覆過(guò)程中合金元素之間發(fā)生一系列物理化學(xué)變化而形成的Fe7C3、Fe3C、Cr7C3等碳化物硬質(zhì)相，這些碳化物在尺寸較小時(shí)對(duì)材料性能具有積極作用，不僅能提高涂層的硬度和耐磨性還能改善涂層的延展性[18-19]，這也正是熔覆層的顯微硬度高于基體部分顯微硬度的原因。

圖6 鐵基合金熔覆層的XRD譜Fig.6 XRD spectrum of iron-based alloy cladding layer

3.3 熔覆層-基體抗拉結(jié)合強(qiáng)度分析

如圖4所示，利用MTS809型液壓伺服試驗(yàn)機(jī)向試樣兩端施加拉伸力使得熔覆層與基體分離，試驗(yàn)數(shù)據(jù)按取每組兩個(gè)試樣的平均值處理，圖7為A、B、C三組試樣拉伸試驗(yàn)時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，表5列舉了各組試樣熔覆層-基體界面的抗拉結(jié)合強(qiáng)度，以及各組試樣發(fā)生斷裂的位置和形式。從圖7和表5中可以看出，當(dāng)基體表面無(wú)污染腐蝕物(A組試樣)時(shí)，抗拉結(jié)合強(qiáng)度可達(dá)到241.22 MPa，當(dāng)基體表面存在污染腐蝕物時(shí)，抗拉結(jié)合強(qiáng)度有所降低，其中含有較少污染腐蝕物的B組試樣熔覆層-基體界面的抗拉結(jié)合強(qiáng)度為222.78 MPa，是A組抗拉結(jié)合強(qiáng)度的92.3%；污染腐蝕物含量最高的C組熔覆層-基體界面的抗拉結(jié)合強(qiáng)度大幅下降至158.86 MPa，僅為A組抗拉結(jié)合強(qiáng)度的65.9%。

圖7 三組試樣拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Tensile stress-strain curves of three specimens

表5 拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Result of tensile test

由上述結(jié)果可以得出與污染腐蝕物含量對(duì)硬度分布狀態(tài)的影響相類似的規(guī)律，即隨著基體表面污染腐蝕物含量的增加，熔覆層-基體的抗拉結(jié)合強(qiáng)度呈現(xiàn)遞減的趨勢(shì)，并且當(dāng)污染腐蝕物的含量超過(guò)一定閾值后，其熔覆涂層的抗拉結(jié)合強(qiáng)度會(huì)迅速下降。

從表5中列出的各試樣的斷裂發(fā)生位置及形式，以及圖8中A、B、C三組試樣的斷裂宏觀形貌可以看出，各組試樣的斷裂位置均發(fā)生在熔合區(qū)，且污染腐蝕物的含量越多斷口越平整：A組試樣發(fā)生的是韌性斷裂，斷裂面與橫截面呈錐形，斷裂前熔覆層區(qū)域在一定程度上發(fā)生了塑性變形，說(shuō)明熔覆層與基體結(jié)合緊密；B、C兩組試樣的斷裂面均發(fā)生脆性斷裂，斷口為平整表面，造成這一現(xiàn)象的原因可能是污染腐蝕物的存在一定程度上阻礙了冶金結(jié)合的形成，且分布在結(jié)合界面處的污染腐蝕物造成的空隙、夾雜等缺陷使得斷裂破壞更容易發(fā)生。

(a)A組試樣 (b)B組試樣

3.4 熔覆層微觀狀態(tài)分析

對(duì)A、B、C三組試樣的橫截面打磨拋光，然后用硝酸酒精溶液(硝酸與酒精的體積比為5 mL∶100 mL)侵蝕30 s。采用E9000數(shù)碼金相顯微鏡觀察三組試樣的熔覆層組織，圖9所示為A組試樣的激光熔覆橫截面的形貌，該試樣截面自下而上分為基體、熱影響區(qū)、熔合區(qū)和熔化區(qū)。由圖9可以看出，當(dāng)基體表面無(wú)污染腐蝕物時(shí)，熔覆層幾乎沒(méi)有裂紋、氣孔或夾雜物等缺陷，涂層與基體整體結(jié)合緊密，形成了冶金結(jié)合，熔覆層狀態(tài)良好。同時(shí)可以看出熔覆層和基體結(jié)合帶相互交疊，呈波浪形，沒(méi)有形成明顯的分界面，實(shí)際上，結(jié)合帶互相重疊可以增大熔覆層和基體之間的結(jié)合應(yīng)力，對(duì)提高熔覆層的結(jié)合強(qiáng)度是有利的[20]。

圖9 A組試樣激光熔覆橫截面的微觀形貌Fig.9 Microscopic morphology of laser cladding cross section for group A

從圖9中還可以看出，在熔合區(qū)和熱影響區(qū)，球墨鑄鐵基體中部分原始石墨熔化進(jìn)入熔池，使得熔池含碳量增加，這也是熔覆層硬度高于基體硬度的原因，而在熔化區(qū)，成分過(guò)冷度增大，形核率提高，得到了細(xì)小致密的組織，細(xì)化的晶粒進(jìn)一步提高了熔覆層的硬度和強(qiáng)度[21]。

圖10與圖11所示分別為B、C兩組試樣的熔覆層微觀形貌。從圖10中可以看出，含有較少污染腐蝕物的B組試樣的熔覆層和基體同樣結(jié)合緊密，形成了冶金結(jié)合，熔覆層和基體之間具有漸變過(guò)渡的分界面。而從圖11中可以看出，在基體污染腐蝕物含量最高的C組，基體與熔覆層的結(jié)合處存在明顯的組織分界面，基體和熔覆層的過(guò)渡區(qū)域(熱影響區(qū))很小，這說(shuō)明較多的污染腐蝕物阻礙了冶金結(jié)合的形成，也導(dǎo)致了在圖5中與A、B兩組試樣相比，C組試樣在熱影響區(qū)有較低的硬度。且界面結(jié)合處出現(xiàn)了體積較大的空隙，這可能與高溫熔池中部分污染腐蝕物分解產(chǎn)生氣體有關(guān)，這些空隙顯著減小了熔覆層和基體的有效結(jié)合面積，這也是造成前文所述的A、B兩組試樣的抗拉結(jié)合強(qiáng)度差別不大，而B(niǎo)、C兩組試樣的抗拉結(jié)合強(qiáng)度差異明顯的主要原因。

圖10 B組試樣激光熔覆橫截面的微觀形貌Fig.10 Microscopic morphology of laser cladding cross section for group B

圖11 C組試樣激光熔覆橫截面的微觀形貌Fig.11 Microscopic morphology of laser cladding cross section for group C

4 毛坯污染物對(duì)再制造修復(fù)涂層性能的影響規(guī)律及其應(yīng)用

在不同污染腐蝕物含量下，熔覆層在硬度、物相、結(jié)合強(qiáng)度、微觀形貌等方面的性能上均有不同程度的變化?；谏鲜隽W(xué)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可以得出：隨著污染腐蝕物含量的增加，熔覆層的各項(xiàng)力學(xué)性能均呈下降趨勢(shì)，但B組與C組的性能差異卻遠(yuǎn)大于A組與B組的性能差異，即熔覆層的力學(xué)性能與污染腐蝕物含量之間的函數(shù)關(guān)系為單調(diào)遞減的非線性關(guān)系。因此針對(duì)本研究觀測(cè)的兩類涂層結(jié)構(gòu)力學(xué)性能(最大維氏硬度和抗拉結(jié)合強(qiáng)度)，構(gòu)建污染腐蝕物含量x對(duì)涂層結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響規(guī)律函數(shù)，其表達(dá)式為

(2)

ξ(x)=ξ(0)-Kξxb

(3)

結(jié)合本文的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以求解出式(2)和式(3)中的待定常數(shù)，并得到如下關(guān)系：

(4)

ξ(x)=241.22-3957.4x2.33(MPa)

(5)

在本例中，B組試樣的最大維氏硬度和抗拉結(jié)合強(qiáng)度均達(dá)到了A組試樣對(duì)應(yīng)力學(xué)性能的90%，熔覆層性能較為穩(wěn)定，而C組試樣兩項(xiàng)力學(xué)性能則均不到A組試樣對(duì)應(yīng)力學(xué)性能的70%，熔覆層性能明顯降低。這同樣可以從微觀形貌圖中得到印證，A組和B組試樣在熔合區(qū)都形成了冶金結(jié)合，而C組試樣由于存在較多的污染腐蝕物而阻斷了冶金結(jié)合的形成，導(dǎo)致熔覆層和基體之間形成了明顯的分界面，因而抗拉結(jié)合強(qiáng)度及熔覆層內(nèi)的最大維氏硬度均明顯處于較低水平。通過(guò)分析式(4)、式(5)以及圖12所示的熔覆層力學(xué)性能和污染腐蝕物含量的關(guān)系可知，隨著污染腐蝕物含量的增加，熔覆層的最大維氏硬度和抗拉結(jié)合強(qiáng)度均下降得越來(lái)越快；當(dāng)污染腐蝕物含量處于不太高的水平時(shí)，其熔覆層力學(xué)性能與無(wú)污染腐蝕物時(shí)的力學(xué)性能接近。

(a)最大維氏硬度和污染腐蝕物含量的關(guān)系

綜上所述，本文的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以為再制造過(guò)程中基體表面清潔度的選擇提供一定參考。在本文的案例中，以無(wú)污染腐蝕物時(shí)的再制造修復(fù)涂層力學(xué)性能為基準(zhǔn)，根據(jù)工程需要的力學(xué)性能，可以得出污染腐蝕物含量的合理閾值區(qū)間以及對(duì)應(yīng)的表面清潔度等級(jí)，如表6所示，如當(dāng)某款發(fā)動(dòng)機(jī)缸體(材料QT500-7)表面需激光熔覆修復(fù)，其修復(fù)涂層所需的力學(xué)性能為基準(zhǔn)的95%時(shí)，可分別計(jì)算出最大維氏硬度和抗拉結(jié)合強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的可接受表面腐蝕物含量為0.109 mg/cm2及0.112 mg/cm2，從而選擇其中的較小者(0.109 mg/cm2)為表面污染腐蝕物含量閾值，并查詢相應(yīng)的表面清潔度等級(jí)[22](Sa2)，用以指導(dǎo)再制造清洗工藝規(guī)劃及裝備選擇。因此，在實(shí)際再制造工程中，通過(guò)分析毛坯表面污染物及其修復(fù)工藝來(lái)獲取其不影響后續(xù)表面修復(fù)等過(guò)程的污染物分布，從而可制定合理的再制造毛坯表面清潔度工藝標(biāo)準(zhǔn)。同時(shí)，基于再制造毛坯表面污染物分布?xì)v史統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，可規(guī)劃并選擇具備統(tǒng)一工藝操作性的預(yù)處理工藝及裝備，實(shí)現(xiàn)預(yù)處理工藝效率的提高，并優(yōu)化再制造工藝成本。

表6 基于零部件服役時(shí)力學(xué)性能需求下再制造毛坯表面清潔度Tab.6 Surface cleanliness of the remanufacturing cores based on the mechanics properties requirements of parts in service

5 結(jié)論

(1)本文針對(duì)再制造毛坯表面污染腐蝕物影響修復(fù)涂層服役性能的問(wèn)題，通過(guò)理論分析及實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，構(gòu)建了基于再制造毛坯表面污染腐蝕物含量的修復(fù)涂層結(jié)構(gòu)服役性能影響函數(shù)，并基于再制造修復(fù)涂層的服役性能需求，分析其再制造毛坯表面污染物的分布閾值區(qū)間，以進(jìn)一步合理規(guī)劃再制造毛坯預(yù)處理工藝過(guò)程。

(2)理論分析及對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：當(dāng)基體表面無(wú)污染腐蝕物時(shí)，熔覆層和基體形成冶金結(jié)合，各項(xiàng)力學(xué)性能均最優(yōu)。當(dāng)污染腐蝕物的含量較少時(shí)，熔覆層和基體會(huì)產(chǎn)生漸變過(guò)渡的分界面，熔覆層的最大維氏硬度及抗拉結(jié)合強(qiáng)度有所降低，但其下降幅度有限(小于10%)；而當(dāng)污染腐蝕物的含量繼續(xù)增加時(shí)，熔覆層和基體的分界面較為明顯，且出現(xiàn)尺寸較大的空洞和裂紋，熔覆層的表面硬度和結(jié)合強(qiáng)度均有較大幅度的下降(約30%)。

(3)基于污染腐蝕物含量對(duì)修復(fù)涂層力學(xué)性能(最大維氏硬度、抗拉結(jié)合強(qiáng)度)的影響函數(shù)，面向不同再制造修復(fù)涂層的力學(xué)性能需求，分析再制造毛坯表面污染腐蝕物含量的合理閾值區(qū)間，可得到預(yù)處理工藝規(guī)劃參考依據(jù)(如清潔度等級(jí)等)，為零部件再制造工藝流程優(yōu)化提供了技術(shù)及數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

今后本研究應(yīng)結(jié)合工程實(shí)際需求，結(jié)合污染物不同類型及其分布狀態(tài)(衍生化合物、變性層、腐蝕深度等)，量化討論其對(duì)后續(xù)再制造修復(fù)涂層的影響規(guī)律，為再制造毛坯表面清潔度的合理規(guī)劃提供制定依據(jù)，進(jìn)一步推進(jìn)典型機(jī)電產(chǎn)品再制造零部件的毛坯預(yù)處理工藝的合理規(guī)劃。