Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса об электроосаждении покрытий, применяемых для восстановления и поверхностного упрочнения деталей машин 8
1.1. Применение электроосажденных покрытий для восстановления деталей 8
1.2. Железнение 9
1.3. Электроосаждение износостойких сплавов 13
1.4. Выбор нестационарных условий электролиза 20
1.5. Термические и химико-термические способы упрочнения железных покрытий 23
1.6. Цель и задачи исследования 28
Глава 2. Общая методика исследования 29
2.1. Материалы исследования 29
2.2. Методика исследования 30
Глава 3. Исследование условий электроосаждения железо-боридных покрытий 37
3.1. Методика исследований 3 7
3.2. Результаты исследований условий электроосаждения железо-боридных покрытий и их обсуждение 39
3.3. Результаты исследований содержания бора в железо-боридных покрытиях 47
3.4. Результаты исследований микротвердости железо-боридных покрытий 50
3.5. Исследование внутренних напряжений в легированных железных покрытиях 54
3.5.1. Методика исследования внутренних напряжений 54
3.5.2. Внутренние напряжения в сплаве Fe-B 58
3.6. Исследование прочности сцепления электроосажденных двухкомпонентных покрытий со сталью 60
3.6.1. Методика исследования прочности сцепления 60
3.6.2. Результаты испытаний и их обсуждение 62
3.7. Исследование износостойкости электроосажденного легированного железа 69
3.7.1. Некоторые вопросы о механизме изнашивания электроосажденных железных покрытий 69
3.7.2. Результаты исследования износостойкости Fe-B покрытия 71
Выводы 73
Глава 4. Исследование структуры и фазового состава Fe-B покрытий после отжига и химико-термической обработки 75
4.1. Структурная неоднородность электролитических сплавов 75
4.1.1. Фазовый состав электроосажденных сплавов 85
4.2. Термическая обработка электролитических покрытий 90
4.2.1. Отжиг электролитических сплавов 92
4.3. Влияние химико-термической обработки на структуру и свойства электроосажденных сплавов на основе железа 104
4.3.1. Особенности совместного насыщения гальванических железных покрытий углеродом, азотом и серой 104
4.3.2. Насыщающая среда для низкотемпературного сульфоцианирования 109
4.3.3. Влияние режимов сульфоцианирования на глубину диффузионных слоев 118
4.3.4. Твердость и фазовый состав сульфоцианированных слоев 127
4.3.5. Износостойкость сульфоцианированных слоев 135
4.3.5.1. Износостойкость сульфоцианированных покрытий при трении скольжения без смазки 13 5
4.3.5.2. Износостойкость сульфоцианированных электролитических покрытий при трении со смазкой 143
4.3.5.3. Износостойкость сульфоцианированных 134 электролитических покрытий в присутствии абразива 145
4.3.6. Влияние электроосажденных покрытий на усталостную прочность стальных изделий 147
Выводы 151
Глава 5. Производственные рекомендации для восстановления деталей машин электролитическими железо-боридными покрытиями 153
5.1.Технологический процесс восстановления и упрочнения деталей электролитическими железо-боридными покрытиями 153
5.2. Корректировка электролита 155
5.3. Производственные рекомендации по сульфоцианированию 157
5.4. Эксплуатационная проверка работоспособности деталей, восстановленных путем электроосаждения железо-боридного покрытия 158
Общие выводы 163
Библиографический список 165
Приложения
- Термические и химико-термические способы упрочнения железных покрытий
- Исследование внутренних напряжений в легированных железных покрытиях
- Влияние химико-термической обработки на структуру и свойства электроосажденных сплавов на основе железа
- Эксплуатационная проверка работоспособности деталей, восстановленных путем электроосаждения железо-боридного покрытия
Введение к работе
Широкое применение различных методов нанесения покрытий на металлические поверхности, наблюдаемое в последнее время, революционизирует различные отрасли машиностроения и другие области техники. Работы в этой области открыли новые возможности придания применяемым металлам и сплавам высоких, недостигаемых ранее свойств, что обеспечивает возможность решения задач экономии металлов, восстановления изношенных поверхностей, продления срока службы машин и механизмов, создание новых, более совершенных конструкций машин, специальной техники, приборов и др.
Большое значение среди многочисленных способов нанесения металлов придается в настоящее время способам гальванического электроосаждения на изношенные поверхности деталей.
Гальванические покрытия занимают важное место в электротехнологии благодаря их высоким технико-экономическим показателям. Важнейшими из них являются следующие: отсутствие термического воздействия на детали, вызывающего в них структурные изменения; возможность плавного изменения в широких пределах свойств покрытий; возможность получения заранее заданной толщины покрытия с большой точностью; возможность направленного изменения свойств покрытий с преимущественным развитием одного из них (износостойкости, антифрикционности и др.) за счет изменения режима осаждения и легирования покрытия.
В настоящее время ремонтные предприятия в больших объемах восстанавливали изношенные детали гальванопокрытиями. По данным некоторых авторов, объемы восстановления гальваническими покрытиями в общем объеме составляли около 10 %.
Широко используется способ наращивания твердым электролитическим железом. Простота способа, а также недефицитность применяемых материалов, высокая работоспособность восстанавливаемых деталей и быстрая оку-паемость-все это способствует распространению его во многих отраслях.
Однако чистое электролитическое железо во многих случаях по своим физико-механическим свойствам не отвечает требованиям, предъявляемым к восстановленным деталям.
В последнее десятилетие объемы восстановления деталей гальванопокрытиями в общем объеме восстановления снизились примерно на 40-50%.
В то же время известно, что около 86% деталей машин выходят из строя в результате износа и лишь около 14% деталей выбраковываются вследствие потери усталостной прочности, т.е. поломок.
Для повышения износостойкости электролитического железа применяются такие легирующие добавки, как никель, цинк, молибден, хром, кобальт, вольфрам. В то же время известно, что легирование электролитического железа бором оказывает наиболее ярко выраженное воздействие, улучшая свойства покрытий.
Покрытия осаждались в железном хлоридном электролите. В качестве бо-росодержащей добавки применялась борная кислота. Покрытия, осажденные из данного электролита на постоянном токе, не дали желаемых результатов. Они имели высокие внутренние напряжения, низкую прочность сцепления с основой. Процесс электролиза имел низкую скорость осаждения покрытия и проходил при высоких температурах электролита, что делало его малопроизводительным, экономически неэффективным и экологически небезопасным.
Для устранения указанных недостатков нами были применены нестационарные режимы электролиза. Наиболее эффективным оказалось применение периодического тока.
Данная работа направлена на повышение износостойкости электролитических покрытий.
Тема входит в Координационный план научно-исследовательских работ по «Реализации региональных научно-технических программ Центрально-Черноземного района».
7 В соответствии с изложенным, настоящая работа посвящена разработке и исследованию нового способа получения и нанесения железо-боридных покрытий на изношенные детали машин и механизмов.
Термические и химико-термические способы упрочнения железных покрытий
Использование термической обработки для покрытий, получаемых же-лезнением, не даёт положительных результатов, - изменение микротвердости не наблюдается, а усталостная прочность при этом снижается [68]. При нагреве железных осадков, полученных при различных условиях электролиза и имеющих различную начальную твёрдость, микротвердость снижается вначале медленно (до 873 К), а затем в пределах температур 873...973 К - более интенсивно. При температуре 1173 К и выше все образцы электролитического железа становятся очень мягкими и с одинаковой по величине твёрдостью 1100... 1300 МПа [69].
Физико-механические свойства электролитических покрытий могут быть повышены цементацией [70, 71]. В работах [70, 72] проводили науглероживание электролитического железа в газовом и твёрдом карбюризаторе. При длительной выдержке с повышенной температурой на границе "основа - покрытие" наблюдалось обезуглероживание, вследствие чего изменялись механические свойства детали.
М.П. Мелков [71] исследовал влияние цементации электролитических железных покрытий и последующей термообработки. Температура процесса цементации 1193 К, длительность выдержки составила 6 часов. Последующая закалка проводилась в растворе соли при температуре 1053... 1073 К, далее следовал отпуск при 473 К. Наиболее пригодными для цементации оказались мягкие покрытия, получаемые в условиях высокой концентрации соли железа (600...650 кг/м FeCl-H20), высокой температуры электролита - 363 К и малой плотности тока - 1,0...1,5 кАА 2.
В исследованиях [70, 73, 74] установлено влияние технологических факторов на работоспособность цементированных железных и железноникелевых покрытий. Закалка деталей производилась непосредственно с цементационного нагрева с подстуживанием до 1093...1103 К, затем отпуск при температуре 473 К в течение 2 часов. Цементация железных покрытий значительно повысила предел контактной прочности (до 3500 МПа), в несколько раз увеличилась износостойкость покрытий в условиях абразивного трения. В работе [75] исследована возможность процесса насыщения электролитических железных покрытий углеродом в среде ацетиленокислородного пламени. Типичная структура мелкодисперсного мартенсита получалась при цементации с охлаждением до 293 К и нагревом под закалку с охлаждением водой. Нагрев во второй стадии проводился также науглероживающим пламенем. Твёрдость поверхностного слоя достигла 9000...9500 МПа. Обнаружено, что сцепляемость покрытия с основным металлом, вследствие взаимной диффузии углерода и железа из покрытия и основного металла, резко увеличивается. Напряжение разрыва при испытании прочности покрытий после цементации возросла с 45 МПа до 82,3 МПа. Цементированное электролитическое железо лучше работает в условиях окислительного износа [76]. Это объясняется наличием гидроокиси железа в покрытии, вследствие чего поверхность покрытия быстро окисляется при трении.
Цементация электролитических железных покрытий приводит к возрастанию прочности восстановленных деталей [73,74,77,78].
В работе [94] исследовалась прочность и пластичность железных и I железно-никелевых покрытий после цементации, которую проводили в газовом карбюризаторе (керосине) при 1213±10 К в течение 2,5 часов с последующей закалкой с температуры 1113 К в воде и отпуском при температуре 473 К. Исследование показало, что цементация железных покрытий повышает предел прочности при растяжении в 1,35...2,0 раза, причём с увеличением исходной твердости покрытия прочность после цементации уменьшалась, что связывается с большим содержанием трещин, которые не "залечивались" при цементации. Высокая прочность после цементации достигалась на покрытиях с низкой твёрдостью (ниже 2500 МПа). При легировании покрытия нижний предел прочности повышается как до цементации, так и после неё. Цементация электроосажден-ных железных покрытий сопровождается повышением относительного удлинения в 1,15...1,75 раза.
Цементация электролитических железных покрытий повышает предел выносливости восстановленных деталей. В работе [77] исследовано влияние твёрдости до и после цементации в разных цементирующих средах, на усталостную прочность железных осадков. Предел выносливости образцов, с покрытием после цементации в твёрдом и газовом карбюризаторе с последующей закалкой и отпуском, повышается в 1,6...2,2 раза с одновременным ростом твёрдости с 4100 МПа до 7300...7600 МПа. Легированные покрытия никелем имеют повышенный предел выносливости как до, так и после цементации. Предел усталостной прочности образцов с цементированным сплавом, содержащем 5,5 % никеля, повышается более чем на 10 % по сравнению с образцами, не прошедшими цементацию. Статическая прочность железно-никелевых покрытий более чем в 2 раза превышает статическую прочность цементированных железных осадков.
Электролитические железные покрытия (с исходной твёрдостью 2500...2800 МПа) после цементации имеют остаточные напряжения сжатия в цементированном слое, величина которых зависит от режимов термообработки [70,77]
Цианирование электролитических железных покрытий из паст с нагревом токами высокой частоты проведено исследователями в работах [80, 81]. Осаждение железа проводилось в горячих хлористых электролитах. Твёрдость покрытия составила 2360...2680 МПа. Оптимальная температура цианирования была принята 1273 К. После цианирования и закалки твёрдость покрытия достигала 8500 МПа. Цианирование электролитических железных покрытий привело к образованию остаточных напряжений сжатия. Износостойкость цианированного железного покрытия в 2,6 раза превышает износостойкость твёрдого электролитического железа.
Исследование внутренних напряжений в легированных железных покрытиях
Внутренние напряжения присущи в той или иной мере всем электроосаж-денным металлам. Изучение внутренних напряжений в электролитических осадках имеет большое практическое значение, так как под их влиянием происходит растрескивание и отслоение осадков, снижение усталостной прочности и другие явления. Существуют различные точки зрения на механизм возникновения внутренних напряжений. X. Детнер и И. Эльце предполагают, что собственные напряжения первого рода могут возникать под действием растворенного в осажденном металле водорода, вследствие разложения неустойчивых гидритов металла и возможного сокращения объема, а также вследствие посторонних включений крупных частиц. По мнению К. Снейвли, причиной возникновения внутренних напряжений является образование в покрытиях различного количества гидридов, последующего их распада и, связанных с ними, объемными изменениями. Распад гидрида сопровождается некоторой усадкой, вызывающей появление трещин в том слу чае, если возникающие напряжения превышают пределы пластической деформации. Некоторые исследователи основываются на одной какой-либо причине возникновения внутренних напряжений, но большинство исследователей утверждают, что внутренние напряжения возникают в результате одновременного влияния ряда факторов. Наиболее высокую воспроизводимость результатов обеспечивает метод растяжения-сжатия ленточного катода [141]. Условия осаждения покрытий остаются постоянными в течение опыта, а результаты измерений легко поддаются математической обработке.
В случае измерения внутренних напряжений по методу непрерывной деформации ленточного катода при различных механических характеристиках покрытия и основы, расчетная формула имеет следующий вид: где а- действительное кристаллизационное напряжение, Па; Ек- модуль упругости материала катодной ленты, Па; vK- коэффициент Пуассона материала катодной ленты; d - толщина катодной ленты, м; / - длина покрываемой части катодной ленты, м; Еп - модуль упругости осажденного металла, Па; v„- коэффициент Пуассона осажденного металла; h - общая толщина покрытия с двух сторон, м; А/ - абсолютное удлинение катодной ленты, м. Для предотвращения продольного изгиба тонкого катода необходимо предварительное натяжение катодной ленты, которое вносит погрешность в результат измерения внутренних напряжений. По мере роста толщины осажденного покры тия происходит перераспределение предварительной нагрузки между ленточным катодом и покрытием, в результате чего погрешность уменьшается. Уменьшение величины деформации определяется по следующей формуле: где у- абсолютное уменьшение деформации катодной ленты, вызванное предварительным натяжением, м; N- усилие, натягивающее катодную ленту, Н; Ь - ширина катодной ленты, м. Остальные обозначения те же, что и в формуле (3.4). Формула (3.5) действительна только при одинаковых значениях коэффициента Пуассона для материалов основы и покрытия. В настоящем случае величины коэффициентов Пуассона достаточно близки друг к другу, и формула может быть применена без изменений. Измерение внутренних напряжений в электроосажденном легированном железе проводилось на установке, изображенной на рисунке 3.11, в которой ленточный катод свободно деформировался в процессе осаждения на него покрытия.
В качестве катода использовалась пластина из полосовой стали 45 толщиной 0,2 мм, шириной 10 мм и длиной 80 мм. Катод закреплялся в нижней части съемного элемента электролитической ячейки с помощью прижимной планки. К месту закрепления подводился провод от источника асимметричного тока. В верхней части к ленточному катоду крепилась медная проволока толщиной 0,12 мм. Проволока являлась связующим элементом между ленточным катодом и грузом. Перед включением тока проволока укладывалась на блоки натяжного устройства. Электролитическая ячейка устанавливалась на подвижный столик микротвердомера ПМТ-3, микроскоп прибора поднимался на необходимую высоту и электролитическая ячейка располагалась в таком положении, при котором часть проволоки попадала в зону видимости микроскопа. 1. Прибор ПМТ-3; 2. Груз предварительного натяжения; 3. Проволока 0 0,12 мм; 4. Ячейка электролитическая; 5. Катод ленточный; 6. Анод После начала электролиза через определенные промежутки времени производился отсчет деформации катода по перемещению медной проволоки. Наличие в приборе ПМТ-3 окулярного микрометра позволяло производить измерения с точностью до 0,3 мкм. Большое влияние на величину внутренних напряжений гальванических осадков оказывает плотность тока, с увеличением плотности тока внутренние напряжения осадков железо-боридного сплава значительно увеличиваются, достигая 280 МПа. При таких внутренних напряжениях наблюдается растрескивание покрытия. При повышении плотности тока растет скорость образования центров кристаллизации, упаковка кристаллов становится более плотной, что увеличивает напряженное состояние отдельных зерен и в целом осадка. Кроме того, с увеличением катодной плотности тока увеличивается скорость образования гидроокиси и включения ее в осадок, что приводит к повышению внутренних напряжений. С уменьшением кислотности электролита внутренние напряжения осадков железо-боридного сплава постепенно снижаются. По-видимому, снижение внутренних напряжений осадков железо-боридного сплава при уменьшении кислотности электролита связано с повышением скорости образования гидроокиси железа и включением ее в осадок (рис. 3.12).
Влияние химико-термической обработки на структуру и свойства электроосажденных сплавов на основе железа
Сульфоцианирование электролитических железных покрытий на поверхностях стальных изделий заметно улучшает их эксплуатационные свойства (износостойкость, усталостную прочность и др.). При совместном насыщении покрытий углеродом, азотом и серой, что имеет место при сульфоцианировании, диффузионные процессы в металле значительно ускоряются и состав поверхностных слоев во многом определяется температурой процесса. В зависимости от температуры обработки, а также в зависимости от источника получения активного углерода, азота и серы, можно осуществить плавный переход от чистой цементации до чистого азотирования.
При высоких температурах насыщения в металл диффундирует преимущественно углерод, образуя глубокие диффузионные слои. При температурах насыщения более 1123 К в диффузионных слоях не удается получить содержание азота выше 0,3 % даже в средах, содержащих весьма большие количества азота (наряду с углеродом), из-за сильной диссоциации нитридов железа [129]. Тем не менее, активизация диффузии углерода азотом способствует повышению содержания углерода в поверхностных слоях железа по сравнению с чистой цементацией, проводимой при той же температуре. Положительное влияние азота на диффузию углерода проявляется при цементационных температурах, т.е. 1173 К и выше [129].
При относительно низких температурах насыщения в поверхностные слои железа диффундирует преимущественно азот, образуя совместно с углеродом, проникновению которого в сталь при низких температурах способствует азот, карбонитридные слои. Толщина этих слоев во многом определяется температурой процесса. Например, обработка стальных изделий в цианистых ваннах (содержащих NaCN или KCN) при температуре 833 К в течение 1,5...3 часов позволяет получить карбонитридные зоны толщиной 5...15 мкм. Повышение температуры насыщения приводит к существенному увеличению толщины слоя (до 0,42 мм при температуре 863 К) [130].
Применение температуры насыщения стали в карбонитрирующих средах ниже 813...823 К приводит к недопустимому снижению толщины диффузионной зоны и фактически переводит процесс химико-термической обработки от суль-фоцианирования к азотированию [130]. Фазовый состав сульфоцианированных слоев также в значительной мере определяется температурой процесса. В сульфоцианированных слоях могут присутствовать а- и у- твердые растворы азота и углерода в железе, а также специфические фазы: у ,є и - нитриды или карбонитриды (в присутствии углерода и серы).
Нитрид у имеет кубическую гранецентрированную решетку и в идеальном случае соответствует стехиометрическому соотношению Fe N. Нитрид є охватывает широкую область концентраций (4,35...11,0 % N). Эта фаза обладает гексагональной плотноупакованной решеткой.
Нитриду , соответствует Fe2N. Этот нитрид имеет область гомогенности от 11,1 до 11,5 % ./Упри 723 К, его решетка - орторомбическая. Есть сведения [11], что в сульфоцианированных структурах может присутствовать также метастабильная фаза а" идеального состава Fei которая наблюдается ниже 473 К при выделении азота из а-железа и при отпуске азотистого мартенсита. Эта фаза обычно не обозначается на диаграмме состояния Fe — N. Она, согласно [127], представляет собой структуру с упорядоченным распределением атомов азота в азотистом мартенсите.
Особенностью диаграммы состояния Fe — N является то, что выше 953 К s-фаза простирается в сторону более низких концентраций азота, чем у -фаза. Растворимость s-фазы в гранецентрированной решетке железа с повышением температуры падает. При содержаниях азота в s-фазе между соотношениями Fe N и FejN атомы азота находятся в решетке на наибольшем удалении один от другого [130]. В -фазе атомы азота, согласно [130], расположены по отношению друг к другу также как и в є-фазе, однако, в отличие от последней, решетка растворителя (железа) при этом не искажена.
В некоторых моментах диаграмма железо-азот похожа на диаграмму железо-углерод.
Азот, как и углерод, расширяет область аустенита на диаграмме состояния. При этом азот снижает температуру перекристаллизации а-железа в у-железо[127]. Растворимость азота в железе выше, чем растворимость углерода. Максимальная растворимость углерода в феррите системы Fe — С при температуре А\ (996 К) достигает 0,02 %, в аустените - 0,8 %. В системе Fe-N при температуре Ai (863 К) в феррите растворяется 0,10 % азота, в аустените 2,35 % #[130].
Кроме того, сходство влияния углерода и азота на структуру сплавов железа заключается также в том, что в обеих системах происходит эвтектоидная реакция с образованием пластинчатого эвтектоида (перлита в системе Fe-C и брау-нита - в системе Fe-N). Браунит образуется ферритом и нитридом железа, соответствующим формуле Fe N [130]. На этом сходство обеих систем заканчивается. Значительные различия, имеющиеся между системами Fe-C и Fe-N, обусловливаются различием термодинамических свойств соединений железа с углеродом и железа с азотом.
Известно, что железо и углерод образуют только одно стабильное соединение - цементит FesC. Атомы железа в цементите расположены в орторомбиче-ской решетке с параметрами а = 5,0787, в = 6,7297, с = 4,5144 А [130]. Атомы углерода расположены в самых больших промежутках решетки железа. Цементит устойчив до температуры плавления.
Железо и азот, в отличие от углерода, могут образовать несколько соединений типа нитридов (а , є, %, а"). По сравнению с цементитом все нитриды железа отличаются значительно большей метастабильностью. При этом, как отмечалось выше, нитрид є, по сравнению с другими нитридами железа, отличается широким диапазоном состава, меняющегося в зависимости от температуры.
Эксплуатационная проверка работоспособности деталей, восстановленных путем электроосаждения железо-боридного покрытия
Благодаря высокой твердости, теплостойкости и износостойкости желе-зо-боридного сплава, а также относительно большой толщины покрытия, он может найти широкое применение для восстановления и поверхностного упрочнения деталей различных машин. Например, для автомобилей наиболее эффективным является восстановление поршневых пальцев, толкателей клапанов, клапанов, валиков масляных насосов, крестовин дифференциалов, поворотных цапф, валов коробок передач и других деталей. Особенно целесообразным и эффективным является восстановление и поверхностное упрочнение деталей, работающих в условиях высоких температур и ограниченной смазки. Электролитические железо-боридные покрытия могут также найти применение для исправления брака механической обработки деталей. Проведенные исследования по установлению оптимального состава электролита, исследование структуры, твердости, внутренних напряжений, прочности сцепления с основным металлом и износостойкости позволили установить технологический процесс восстановления и поверхностного упрочнения деталей машин путем электроосаждения железо-боридного покрытия из хло-ридных электролитов. Технологический процесс предусматривает следующую последовательность операций: 1. Очистка деталей от загрязнений; 2.
Механическая обработка поверхностей, подлежащих восстановлению; 3. Химическое обезжиривание деталей венской известью; 4. Монтаж деталей в подвесное приспособление; 5. Изоляция поверхностей, не подлежащих покрытию; 6. Химическое обезжиривание в электролите следующего состава, кг/м : едкий натр-50, тринатрий фосфат-8, растворимое стекло-4 при плотности тока 6 А/дм . Время электрохимического обезжиривания: 5 минут обезжириваемые детали являются катодом и 1 минуту анодом; 7. Промывка подвески с деталями в горячей воде при 343.. .363 К; 8. Промывка подвески с деталями в проточной холодной воде; 9. Анодное травление в 30% растворе серной кислоты; 10. Промывка подвески с деталями в холодной проточной воде; 11. Электроосаждение железо-боридного сплава в электролите следующего состава: хлорида железа FeCl2-4H20 350...400 кг/м3, борная кислота Н3ВОз 25...35 кг/м, соляная кислота до рН 0,7...1,0. Температура электролита 293...313 К, плотность тока 20...40 А/дм . Процесс электроосаждения следует начинать при коэффициенте асимметрии (3=1,2...1,5 и постепенно повышать до (3=6....8 в течение 3...5 минут; 12. Промывка подвески с деталями в горячей воде; 13. Нейтрализация в 10% растворе едкого натрия в течение 30...40 минут; 14. Демонтаж деталей с подвески; 15. Сушка деталей; 16. Термическая обработка при температуре 673 К в течение 1 часа с последующим охлаждением на воздухе; 17. Механическая обработка; 18. Контроль качества покрытия. Процесс электроосаждения железо-боридного сплава следует вести с растворимыми анодами из малоуглеродистой стали, помещенные в чехлы из стеклоткани. Для стабильности электролита и улучшения распределения металла по поверхности детали рекомендуется поддерживать соотношение площадей анодов и катодов 2:1, причем длина анодов не должна превышать длину покры ваемых деталей и аноды завешиваться в ванну симметрично по отношению каждой детали с двух-четырех сторон и на одном уровне с ними. Электролит должен быть приготовлен на дистиллированной воде. Доливать в процессе электролиза в электролит следует также дистиллированную воду, чтобы избежать накопления посторонних илнов. Длительность электролиза зависит от толщины покрытия и режима электролиза и определяется по формуле: где t-длительность электролиза, час; h-толщина покрытия, мм; у-удельный вес железа, г/см ; С-электохимический эквивалент, г/А-ч (1,042); rj-выход по току, % (50...70); Dk-плотность тока, А/дм2. Необходимую толщину покрытия вычисляют по формуле: где Бн-номинальный ремонтный размер детали, мм; Do-диаметр детали перед электроосаждением, мм; 5-припуск (на диаметр) на последующую обработку, мм. Припуск на обработку зависит от режима электролиза, толщины покрытия, состояния базовых поверхностей для механической обработки, конфигурации и размеров детали. Ориентировочно для автотракторных деталей припуск на диаметр принимается равный 0,3 мм. Электролит следует периодически контролировать на содержание в нем борной кислоты и хлорида железа, а также поддерживать его постоянную заданную кислотность. Нами установлено, что борную кислоту, для поддержания ее оптимальной концентрации в электролите, следует добавлять из расчета 0,7г на 1А-ч/л пропущенного через электролит электричества. При протекании через электролит 1000 А-ч/л целесообразно уточнять ее концентрацию проведением химического анализа. Для осуществления контроля электролита на содержание в нем хлорида железа можно воспользоваться зависимостью между плотностью электролита и концентрацией в нем хлорида железа, которая прдставлена в таблице п.5.1
Корректировку кислотности электролита производить периодическим добавлением раствора соляной кислоты из рсчета 1,5 мл концентрированной соляной кислоты (плотность 1,198 г/см ) на 1 А-ч/л пропущенного тока. Количество необходимого раствора соляной кислоты определяют по формуле: где gx-количество раствора соляной кислоты, г; gK-необходимое количество концентрированной соляной кислоты (плотность 1,198 г/см3), г; Рк-содержание хлористого водорода (НС1) в 1 л концентрированной кислоты (плотность 1,198 г/см ), г; Рх-содержание хлористого водорода в 1 л раствора соляной кислоты, г. Соотношение между плотностью водного раствора соляной кислоты и наличием в нем хлористого водорода (НС1) представлено в таблице п.5.2 Для уточнения кислотности электролита следует периодически определять его величину рН с помощью рН-метра или индикаторной бумаги типа «Phan» с пределами измерения 0,4... 1,4. Нами установлено соотношение между водородным показателем рН и содержанием в электролите соляной кислоты плотностью 1,198 г/см . Твердое сульфоцианирование не требует специального оборудования. Его можно выполнять в обычной печи для закалки или высокого отпуска. Детали или инструменты для твердого сульфоцианирования упаковывают в ящик так же, как и для твердой цементации. При этом размеры частиц древесного угля должны быть в пределах 3...5.мм. Однако желтая кровяная соль, более мелкая, чем уголь, может скапливаться на дне ящика и быть причиной неравномерного насыщения диффузионных слоев азотом и углеродом, что является недостатком данного процесса. Не менее важным недостатком сульфоцианирования является и то, что частицы древесного угля размером 3...5 мм не могут служить затвором для выделяющейся из ящика ядовитой группы CN.
