Содержание к диссертации
Введение
1. Анодная цементация в водных электролитах. состояние проблемы 12
1.1. Особенности электрохимико-термической обработки и составы электролитов 12
1.2. Фазовый состав и структура малоуглеродистых сталей после анодной цементации. Коэффициент диффузии углерода 18
1.3. Влияние гидродинамических условий на характеристики анодного нагрева 29
1.4. Теплофизические модели анодного нагрева 31
1.5. Цель исследования и постановка задачи 48
2. Методика исследований 51
2.1. Экспериментальные установки 51
2.2. Выбор исследуемых материалов, образцов и составов электролитов 57
2.3. Методы измерений электрических и гидродинамических характеристик нагрева 61
2.4. Методы анализа структуры образцов после химико-термической обработки 62
Выводы по главе 2 64
3. Расчёт температуры анодного нагрева цилиндрических образцов 66
3.1. Анализ моделей расчета температуры анодного нагрева 66
3.2. Проводимость парогазовой оболочки 80
3.3. Вольт-амперные и вольт-температурные характеристики анодного нагрева 83
Выводы по главе 3 88
4. Разработка методики нагрева цилиндрических образцов в непроточном электролите 89
4.1. Анодный нагрев в условиях естественной конвекции 89
4.2. Анодный нагрев при охлаждении раствора барботажем 96
4.3 Нагрев вращающегося цилиндрического образца 108
Выводы по главе 4 111
5. Разработка режимов цементации нержавеющей стали 12Х18Н10Т 112
5.1. Структура и микротвёрдость цементованного слоя 112
5.2 Влияние режимов цементации на прочностные характеристики среднеуглеродистой стали 45 120
5.3. Разработка технологии упрочнения нитепроводников 124
Выводы по главе 5 126
Заключение 127
Список литературы 129
Приложение:
- Фазовый состав и структура малоуглеродистых сталей после анодной цементации. Коэффициент диффузии углерода
- Методы измерений электрических и гидродинамических характеристик нагрева
- Вольт-амперные и вольт-температурные характеристики анодного нагрева
- Влияние режимов цементации на прочностные характеристики среднеуглеродистой стали 45
Введение к работе
Одной из важнейших задач современного машиностроения является разработка методов и технологий для создания материалов, обладающих определенным набором необходимых свойств. Такими свойствами могут быть повышенная твердость, износостойкость, коррозионная стойкость и т. д. К перспективным процессам относится модификация поверхностного слоя металла или сплава, который во многих случаях подвергается наибольшему воздействию в процессе эксплуатации.
Перспективным методом воздействия на металлы и сплавы для изменения химического состава, структуры и свойств в поверхностном слое является химико-термическая обработка. Существует множество вариантов химико-термической обработки, отличающиеся друг от друга различными параметрами, например, временем обработки. Если время процесса не превышает нескольких десятков минут, то такую обработку называют скоростной.
Анодная химико-термическая обработка является одним из вариантов скоростной химико-термической обработки. С 30-х годов XX века в промышленности СССР стал использоваться катодный вариант электролитного нагрева, начиная с 80-х годов, получило развитие анодное химико-термическое упрочнение металлов и сплавов. Установки анодного электролитного нагрева (тип УХТО) разрабатывались и изготавливались на Опытном заводе Института прикладной физики Молдавской Академии наук. Наибольшее распространение получили установки УХТО-5М и УХТО-5Б (мощность 50 кВт, производительность 30 шт/ч) в лёгкой промышленности для скоростного упрочнения малогабаритной оснастки, как правило, путём цементации с закалкой. В большинстве используемых установок анодного электролитного нагрева применяется гидродинамическая схема с переливом электролита через края электролитической ячейки. В некоторых специализированных установках (УХТО-6) используется струйный нагрев, но и в этом случае необходимо
5 наличие насоса, осуществляющего циркуляцию электролита между ячейкой и теплообменником.
Существенным недостатком способа охлаждения рабочего электролита, применяющегося в известных установках анодного нагрева, является недостаточная стабильность насосов, препятствующая требуемой стабильности температуры нагрева. Кроме того, используемые электролиты являются достаточно агрессивными средами, что дополнительно повышает требования к насосам.
В данной работе предложен вариант анодного нагрева в рабочей камере с непроточным электролитом, где его охлаждение осуществляется непосредственно внутри камеры. Для этого используется механизм свободной конвекции, либо барботаж. Отсутствие информации об особенностях протекания процесса анодного нагрева в условиях свободной конвекции электролита, а также при перемешивании электролита подаваемым в ячейку воздухом, затрудняет практическое применение этого варианта охлаждения электролита.
Цель исследования: разработка технологии анодного нагрева для скоростной цементации малоуглеродистых сталей в непроточном электролите, позволяющей стабилизировать температуру нагрева и повысить эксплуатационные свойства упрочняемых деталей.
Для реализации этой цели необходимо решить следующие задачи:
- провести анализ методов расчёта стационарной температуры
нагреваемого анода, позволяющий оценить значимость применяемых
допущений и достоверность элементарных процессов явления;
- разработать конструкцию рабочей камеры для нагрева цилиндрических
деталей в непроточном электролите;
изучить закономерности теплообмена в насыщающей углеродсодержащей среде - анодной парогазовой оболочке - при нагреве в условиях естественной конвекции;
изучить закономерности теплообмена в анодной парогазовой оболочке при нагреве детали с перемешиванием непроточного электролита;
определить режимы цементации малоуглеродистых сталей в условиях естественной конвекции электролита и с применением барботажа;
- определить фазовый состав, структуру и прочностные свойства
малоуглеродистых сталей после их анодной цементации с последующей
закалкой;
- разработать технологический процесс скоростной цементации
нитепроводников льнопрядильных машин типа ПМ-88-Л8 с последующей
закалкой в том же электролите.
Защищаемые положения:
1. Результаты теоретических и экспериментальных исследований
элементов механизма анодного нагрева, позволяющие оценить значимость
допущений, принятых в моделях, и предложить методы расчета вольт-
амперных и вольт-температурных характеристик нагрева.
2. Возможность осуществления нагрева деталей диаметром до 10 мм в
условиях естественной конвекции для осуществления закалки или
нитрозакалки среднеуглеродистых сталей в интервале температур 600 - 850 С.
3. Режимы нагрева деталей диаметром до 10 мм при охлаждении
электролита путем барботажа и конструкцию рабочей камеры для
осуществления скоростной анодной цементации малоуглеродистых сталей с
последующей закалкой в том же электролите.
4. Технологический процесс упрочнения нитепроводников из
нержавеющей стали 12Х18Н10Т, позволяющий повысить их поверхностную
твёрдость до 4,3 ± 0,9 ГПа путём скоростного анодного насыщения углеродом
в течение 5 минут с последующей закалкой.
Научная новизна диссертации определяется следующими основными положениями:
1. Выполнен анализ основных допущений, применяемых в моделях
анодного электролитного нагрева. Показана необходимость учета роли пространственного заряда при разработке методов расчета температуры нагреваемой детали в области применяемых на практике напряжений. Установлено, что температурная зависимость коэффициента теплопроводности водяного пара значимо влияет на стационарную температуру детали в моделях, не учитывающих тепловые потоки из оболочки в анод.
Впервые показана принципиальная возможность нагрева образцов диаметром до 10 мм и длиной до 50 мм в условиях естественной конвекции рабочего электролита. Получены вольт-амперные и вольт-температурные характеристики процесса нагрева при различных глубинах погружения анода. Показано, что при увеличении глубины погружения температура анода возрастает по нелинейному закону до некоторого максимального'значения. Установлено, что достигаемые температуры достаточны для проведения нитрозакалки среднеуглеродистых сталей в интервале температур 600 - 850 С. Обнаружен рост величины плотности теплового потока при увеличении глубины погружения анода, объясняемый интенсификацией теплообмена путём естественной конвекции.
Показана принципиальная возможность нагрева малогабаритных образцов (диаметром не более 10 мм, длиной не более 30 мм) до температур 900-950 С при охлаждении электролита воздухом, подаваемым в рабочую камеру со скоростью до 3 л/мин. Показано, что увеличение расхода воздуха приводит к выравниванию температуры электролита по всему объему ячейки, что обеспечивает стабилизацию нагрева и достижение температур эффективной цементации изделий из малоуглеродистых сталей.
8 4. Установлены режимы скоростной анодной цементации нержавеющей
стали 12Х18Н10Т и состав электролита, позволяющие увеличить ее
поверхностную твердость до 4,3 ± 0,9 ГПа в течение 5 мин.
Практическая значимость.
Предложена конструкция теплообменника в цилиндрической рабочей камере, позволяющая осуществлять процесс анодного нагрева в условиях естественной конвекции электролита и проводить обработку деталей диаметром до 10 мм и длиной до 50 мм, погружаемых в электролит на глубину до 140 мм.
Предложена конструкция, позволяющая улучшить теплообмен в ячейке с непроточным электролитом с помощью воздуха, подаваемого в рабочую камеру со скоростью до 3 л/мин, увеличивая тем самым температуру нагреваемого анода.
Разработана технология упрочнения нержавеющей стали 12Х18Н10Т путем цементации с последующей закалкой в ячейке с непроточным электролитом, а также в ячейке с продольным обтеканием детали рабочим электролитом. у
Разработана технология повышения износостойкости нитепроводников из стали 12Х18Н10Т путем цементации с последующей закалкой. Лабораторные и опытно-промышленные испытания партии цементованных нитепроводников показали увеличение ресурса деталей в 10 раз.
9 Работа состоит из введения, пяти глав, выводов, списка литературы и
приложения.
В первой главе представлены основные результаты, полученные при анодной цементации. Рассмотрены особенности фазового состава обработанных образцов и кинетика насыщения углеродом. Показано увеличение твердости и износостойкости деталей после проведения анодной цементации. Описаны известные теоретические модели расчета стационарной температуры нагреваемого анода. Выполнен анализ гидродинамических условий анодного нагрева и указаны недостатки схемы с продольным обтеканием анода рабочим электролитом: значительное потребление электролита, нестабильность нагрева, связанная с недостатками насосов. Для достижения стабильного нагрева предлагается использовать иную схему охлаждения электролита - непосредственно внутри рабочей камеры. На основании проведенного анализа сформулированы цель исследования настоящей работы и основные задачи для решения проблемы стабильного протекания процесса нагрева.
Вторая глава посвящена описанию методики эксперимента и оборудованию, которое используется при изучении особенностей процесса в ячейке нового типа. Указаны использующиеся в работе образцы и материалы, а также методы анализа структуры образцов после химико-термической обработки.
В третьей главе выполнен анализ основных допущений, принятых в известных теоретических моделях. Рассматриваются различные варианты учета пространственного заряда в расчетах, при сопоставлении расчетных вольт-амперных характеристик парогазовой оболочки постоянной толщины с экспериментальными данными, выяснена роль пространственного заряда при различных напряжениях нагрева. Из теплофизических допущений анализируется роль зависимости коэффициента теплопроводности пара от его температуры. Показано, что замена этой зависимости на некоторое среднее
10 значение коэффициента теплопроводности пара приводит к существенному изменению вольт-амперных и вольт-температурных характеристик только в тех расчетах, которые не учитывают поток тепла в анод.
Четвертая глава посвящена изучению особенностей процесса нагрева в рабочих камерах с непроточным электролитом. Для условий естественной конвекции рабочего электролита получены вольт-температурные и вольт-амперные характеристики при различных глубинах погружения анода. Построены зависимости плотности теплового потока из оболочки в раствор электролита от напряжения нагрева для различных глубин погружения анода. Показано, что температура анода нелинейно возрастает при увеличении глубины погружения, выходя на некоторое максимальное значение по достижению глубины 90 мм. Измерения температуры электролита на различных глубинах позволяют сделать вывод, что увеличение глубины погружения анода приводит к возрастанию эффективности работы охлаждающего элемента, стабилизируя тем самым протекание процесса. Далее рассматриваются основные особенности протекания процесса анодного нагрева в барботируемой ячейке. Получены зависимости основных параметров процесса от величины расхода подаваемого воздуха: температуры анода, силы тока, протекающего через ячейку, плотности теплового потока из парогазовой оболочки в раствор электролита. Все перечисленные величины нелинейно возрастают по мере повышения расхода подаваемого воздуха; их возрастание практически прекращается при достижении расхода 1,5-2 л/мин. Измерения температурного поля электролита показали, что увеличение величины расхода воздуха приводит к выравниванию температуры по всему объему ячейки и ее понижению. Это позволяет не погружать анод в глубину электролита и получить более высокие температуры нагрева, чем в случае естественной конвекции электролита.
Пятая глава посвящена изучению структуры и свойств обработанных образцов. Предложены технологии упрочнения нержавеющей стали
12X18H10T в ячейке с непроточным электролитом и в ячейке с вертикальным погружением анода. Показано увеличение поверхностной микротвердости цементованных образцов из нержавеющей стали более чем в три раза по сравнению с необработанными после их цементации в рабочей камере с непроточным электролитом.
Исследования и разработки выполнены в лаборатории анодной химико-термической обработки кафедры общей физики Костромского государственного университета им. Н.А. Некрасова.
Фазовый состав и структура малоуглеродистых сталей после анодной цементации. Коэффициент диффузии углерода
Фазовый состав цементованных малоуглеродистых сталей определяется углеродным потенциалом парогазовой оболочки и условиями охлаждения детали. После охлаждения в растворе поверхностный слой может содержать сетку цементита, мартенсит и остаточный аустенит [14]. При охлаждении на воздухе фиксируется крупнопластинчатый перлит с резкой границей перехода к ферритно-перлитной зоне [15]. Некоторой спецификой обладает цементация осаждённого электролитического железа [16]. По данным химического и рентгеноструктурного анализов на поверхности науглероженной и закалённой части слоя обнаружены цементит, мартенсит с концентрацией углерода 0,75-0,78 % и остаточный аустенит. После отпуска (200 С, 2 ч) концентрация углерода в мартенсите снижается до 0,21-0,23 %. Переходная зона содержит мелкоигольчатый мартенсит, переходящий в вязкий низкоуглеродистый мартенсит.
Структура ненауглероженной части слоя электролитического железа после нагрева до температур выше Асз и выдержки превращается из волокнистой в зернистую. Минимальные зёрна появились на границе с науглероженной частью слоя. Обнаружена диффузия углерода из основного металла в осаждённый слой на глубину 4-6 мкм, что привело к измельчению и перекристаллизации зёрен на этой границе. Структура - ферритные зёрна, окружённые низкоуглеродистым мартенситом. После закалки граница между основным металлом и электролитическим железом почти не выявляется металлографически, что означает повышение адгезии покрытия.
Особенностью анодной цементации является наличие оксидного слоя на поверхности детали [13]. Качественный рентгеноструктурный анализ выявляет наличие всех оксидов железа, а также следы нитридных фаз Fe2-3N и Fe4N в растворах на основе хлорида аммония. Следовательно, парогазовая оболочка обладает некоторым азотным потенциалом из-за термического разложения хлорида аммония с образованием аммиака и его последующей диссоциацией.
На рис. 1.1 представлены микроструктуры материала ЖГрО,5Д2 после анодной цементации.
Образцы с размерами 20 х 20 х 5 мм и пористостью 18% насыщались углеродом в хлоридно-глицериновом электролите при 950 С в течение 5 мин (напряжение 235 В). Анализ микроструктур производился с помощью телевизионного металлографического микроскопа МИМ-10 и цифровой видеокамерой, подключённой к компьютеру.
После четырёхкратной анодной цементации продолжительностью по 5 мин каждая с охлаждением на воздухе в поверхностном слое железографита образуется перлитная зона толщиной около 0,5 мм. Структура сердцевины остается ферритной. Газовая цементация тех же образцов проводилась в течение 6 часов в атмосфере с углеродным потенциалом 0,8% (рис. 1.2). Состав атмосферы: 18-22% оксида углерода, 38 -0% водорода, не более 0,1 % диоксида углерода, 1,2-3,5 % метана, остальное - азот. В этом случае в сердцевине увеличивается доля перлита, как и при нагреве без цементации.
Существенным отличием анодной цементации железографитов от газовой является изменение дисперсности перлита. После анодной цементации при 950 С образуется сорбитообразный перлит, скрытопластинчатый (балл 1-2). После газовой цементации при меньшей температуре (900 С) перлит более грубый, тонко пластинчатый (балл 2-3), при 950 "С перлит становится мелкопластинчатым (балл 4-5).
Приводимые в литературе [10, 11, 13, 15] данные об углеродных потенциалах насыщающих атмосфер, под которыми понимается концентрация углерода на поверхности образцов после их цементации, сильно отличаются друг от друга. Как правило, в рассмотренных публикациях не указана точность измерений поверхностной концентрации углерода, которая измерялась различными методами: с помощью металлографического, химического или локального спектрального анализа, а также методом ядерного обратного рассеяния.
По-видимому, наименее точные значения даёт металлографический анализ. Приведём пример оценки поверхностной концентрации углерода, выполненный для анодной цементации [13]. Для насыщения углеродом образцы диаметрами 10 и 16 мм из стали 08 кп погружались в раствор на 15 мм при температуре 950 С в течение 5 мин. Скорость циркуляции раствора составляла 1,5-2,0 л/мин. После обработки в растворе с ацетоном в поверхностном слое обнаружены участки цементита в виде сетки (рис. 1.3).
Доля площади, занимаемая цементитом, не превышала 2 %, что позволило оценить углеродный потенциал парогазовой оболочки кйк равный 0,9 %. После насыщения углеродом в глицериновом электролите не обнаружено ни цементитной сетки, ни феррита, поэтому углеродный потенциал этого раствора близок 0,8 % (рис. 1.4). аличие участков феррита с общей площадью около 10% среди зёрен перлита после обработки в растворе с сахаром позволило приписать этому составу минимальный углеродный потенциал - 0,7 % (рис. 1.5).
Методы измерений электрических и гидродинамических характеристик нагрева
Напряжение на электролитической ячейке измерялось вольтметром ЛМ1 с диапазоном измерения 0 - 300 В и классом точности 0,5. Измерение напряжения проводилось сразу за диодным мостом (рис. 2.4). Измерение силы тока осуществлялось амперметром М42300 с диапазоном измерения 0-75 А и классом точности 1,5. Кроме того, для измерения силы тока использовался клещевой мультиметр MASTECH, диапазон измерения 0 - 400 А, точность 0,1 А.
Измерение температуры. Диапазон измеряемых температур в исследуемом процессе составлял от 4 С - температуры водопроводной воды до 1000-1100 С - температуры анода. Для измерения температуры анода использовалась хромель-алюмелевая термопара М89 - К1, входящая в комплект к мультиметру MASTECH MY - 64. Ее основные характеристики: диапазон измерения температуры: от - 20 до 1000 С, точность в диапазоне от 400 до 1000 С - 1 % от измеряемой величины.
Измерения температуры электролита проводились на расстоянии 5 и 35 мм от анода также с помощью хромель-алюмелевой термопары М89 - К1. Первая координата измерения температуры несколько условна, так как сам чувствительный элемент термопары имеет размер около 2 мм. Здесь имеется в виду наименьшее расстояние, на которое можно приблизиться к аноду. Величине 35 мм соответствует расстояние от анода до свободного пространства между двумя рядами змеевика. Измерения температуры электролита по глубине проводились с шагом 10 мм.
Для измерения температуры водопроводной воды использовался ртутный термометр ТЛ - 4м, измеряющий температуру в диапазоне от 0 до 55 С, цена деления 0,1 С. Термометр закреплялся в стеклянном тройнике, внутри которого протекала вода системы охлаждение.
Измерение гидродинамических характеристик. Расход водопроводной воды измерялся жидкостным ротаметром РМ - 0,4ЖУЗ с верхним пределом измерения 6,6 л/мин. и точностью ± 0,16 л. Величина расхода подаваемого воздуха определялась с помощью газового ротаметра РМ - А - 0,250ГУЗ с верхним пределом измерения 4,1 л/мин и точностью ± 0,16 л.
Структура поверхностного слоя образцов после химико-термической обработки изучалась с помощью металлографического анализа. После обработки образцы помещались в пластмассовую форму и заливались эпоксидной смолой. Данная операция заменяет изготовление металлических оправок и является более предпочтительной, так как может с одинаковым успехом использоваться для образцов любой конфигурации. Далее образцы подвергались шлифовке и полировке до зеркального блеска.
Травление образцов, изготовленных из стали 20, проводилось стандартным травителем, представляющим собой 4 %-ый раствор азотной кислоты в этиловом спирте. Этот реактив предложен давно и до настоящего времени является одним из наиболее широко применяемых в металлографической практике [49]. Он хорошо выявляет микроструктуру углеродных и низколегированных сталей в различном состоянии, а также обычных чугунов и ферросплавов. В малоуглеродистой стали выявляются границы зерен феррита, а при кратковременном травлении в течение нескольких секунд хорошо виден третичный цементит, отличающийся от феррита. В термически обработанных сталях можно обнаружить структуру перлита, сорбита и др. Продолжительность травления составляла от 5 до 7 с.
Для травления образцов из нержавеющей стали использовался раствор концентрированных соляной и серной кислот [49]. Смесь соляной и азотной кислот является очень энергичным травителем, давно применящимся для выявления структуры таких сталей и сплавов, на которые не действуют другие металлографические реактивы. Смесь в отношении 3:1, известная под названием «царская водка», применяется для обнаружения границ зерен и структуры высоколегированных и нержавеющих сталей аустенитного класса, к которому относится сталь 10Х18Н12Т. В результате травления становятся видимыми границы зерен и дисперсные выделения второй фазы в хромоникелевых сплавах в закаленном и состаренном состоянии. Продолжительность травления составляла от 20 до 30 секунд, точнее, до некоторого помутнения поверхности образца. После этого образцы тщательно промывались водопроводной водой.
Изучение фазового состава и измерение микротвердости проводились на микротвердомере ПМТ-ЗМ. Использовался объектив с фокусным расстоянием F = 6,3 мм и А = 0,60. Линейные размеры определялись с помощью винтового окулярного микрометра MOB - 1 - 16х, установленного на микротвердомере ПМТ-ЗМ. При измерении микротвердости масса используемой нагрузки составляла 50 г.
Элементный анализ цементованных поверхностных слоев проводился методом спектрометрии ядерного обратного рассеяния протонов с энергиями 7-8 МэВ на циклотроне НИИЯФ МГУ. Суть метода заключается в следующем. Пучок протонов направляется по нормали к поверхности исследуемых мишеней. Обратно рассеянные на угол 160 частицы регистрируются поверхностно-барьерным полупроводниковым детектором, импульсы которого анализируются спектрометрическим накопителем АНСИ, управляемым с помощью компьютера. Изучаются спектры ядерного обратного рассеяния, полученные на образцах после их анодной химико-термической обработки с удаленным рыхлым оксидным слоем, и сравниваются со спектрами контрольных образцов, не подвергавшихся диффузионному насыщению. Для извлечения информации о профилях концентраций модифицирующих элементов из спектров обратного рассеяния проводится сравнительный анализ и компьютерное моделирование спектров с помощью программы NBS.
Вольт-амперные и вольт-температурные характеристики анодного нагрева
Уточним расчет, приведенный в разделе 3.1 в качестве второго варианта модели 2 [58, 59]. Будем использовать допущения, принятые в модели 2, но для удельной мощности внутренних источников тепла в оболочки применим выражение (1.18). Тогда, считая, что напряженность поля в оболочке хотя бы в три раза превышает критическую, получим следующую краевую задачу: Решение данной задачи имеет вид аналогичный (3.14), только для А используется выражение из (1.18). Далее для плотности теплового потока из оболочки в раствор электролита получим: Как видим (3.32) совпадает с выражением (3.13), полученным из других соображений. Используя (1.6), (3.14) и (3.32), получим вольт-температурную и вольт-амперную характеристики. Вольт-температурная характеристика в неявном виде, полученная по изложенной выше методике, имеет следующий вид (первая формула): Здесь же приводится ВТХ (вторая формула), рассчитанная по модели, изложенной в разделе 3.1. Очевидно, что выражения для температуры анода отличаются лишь коэффициентом у подкоренного слагаемого. Уточненный расчет дает более высокие значения температуры нагрева, но и он обеспечивает только качественное согласие с экспериментальными зависимостями. Вольт-амперные характеристики, рассчитанные по обеим методикам, совпадают, так как совпадают зависимости толщины парогазовой оболочки от величины приложенного напряжения: При последовательной оценке роли пространственного заряда из формулы 1.20, учитывая (1.6) и (3.15), получим следующую зависимость толщины парогазовой оболочки от приложенного напряжения: Здесь для q(U) также используется зависимость (1.6). Выражение (3.34) следует из (3.35) если пренебречь всеми слагаемыми кроме члена, содержащего отношение q(U)/Q. Численное значение Q зависит от оценки критической напряженности электрического поля в оболочке, при использовании значения, рассчитанного по (1.12), величина Q составляет 555 Вт/м . Плотность теплового потока из оболочки в раствор электролита, рассчитанная по формуле 1.6 для используемых на практике напряжений, не оказывается ниже 1 МВт/м . Таким образом, использование в расчетах более точного и громоздкого выражения для удельной объемной мощности внутренних источников тепла в парогазовой оболочке не приводит к лучшему согласованию с экспериментальными данными.
В модели 2 используется линейная зависимость коэффициента теплопроводности пара от температуры (3.8). Отказ от учета этой зависимости приводит к изменению вида вольт-температурной характеристики, зависимость температуры анода от напряжения становится близкой к параболической. Значения температуры анода снижаются на 80-150 С (рис. 3.9). Вольт амперная характеристика не изменится, так как выражение (3.15) останется прежним. Эта особенность связана с постановкой краевой задачи, а также с видом зависимости плотности теплового потока на границе оболочка - раствор электролита. Так как в формулу (1.6) входят только внешние параметры, замена линейной зависимости теплопроводности пара от температуры на некоторое среднее значение не приводит к изменению величины плотности теплового потока. Замена постоянного коэффициента теплопроводности на зависимость (3.8) в модели 1 не приводит к значимому изменению как вольт-температурной, так и вольт-амперной характеристик (рис. 3.10, 3.11). 1. Установлено, что при описании проводимости парогазовой оболочки постоянной толщины в области небольших напряжений (70-130 В) можно использовать линейную зависимость плотности тока от напряжения.
Для описания проводимости при более высоких значениях напряжения нагрева необходимо учитывать неустойчивость границы электролит - пар, в этих условиях неустойчивости Кельвина-Гельмгольца и Тонкса-Френкеля имеют определяющее значение для механизма проводимости. 2. Показано, что при расчете стационарной температуры анода необходимо учитывать зависимость удельной теплопроводности пара от его температуры, использовать линейную зависимость плотности теплового потока из оболочки в раствор электролита от напряжения нагрева. 3. Для описания объемной мощности внутренних источников тепла, обусловленных прохождением электрического тока через парогазовую оболочку, допустимо использование закона Ома со средней величиной удельной электропроводности парогазовой оболочки при небольших напряжениях нагрева. Показано, что при рабочих напряжениях свыше 200 В необходим учет пространственного заряда в парогазовой оболочке и явления неустойчивости фазовой границы электролит - оболочка.
Влияние режимов цементации на прочностные характеристики среднеуглеродистой стали 45
Помимо принятых для цементации малоуглеродистых сталей предпринята попытка изучить свойства среднеуглеродистой стали 45 после ее насыщения углеродом в условиях анодного нагрева и с последующей закалкой в том же электролите. Такой процесс может быть использован для изготовления деревообрабатывающего инструмента из дешевой и распространенной стали с ее последующим электрохимико-термическим упрочнением.
Изменение прочностных характеристик оценивалось при испытаниях на разрыв согласно ГОСТ 1497-84 для испытаний при комнатной температуре. Испытания выполнялись на разрывной машине ИР - 5145 - 500 - 11 с использованием пропорциональных образцов с диаметром рабочего участка 10 мм и рабочей длиной 50 мм.
Описание режимов. Ход работы. Обработка пропорциональных образцов проводилась в ячейках двух типов: с вращающимся анодом и с вертикально погружаемым анодом. Конструкционные особенности названных ячеек указаны в разделе 2.1.
Анодная цементация пропорциональных образцов в ячейке с вращающимся анодом проводилась при напряжении нагрева 250 В. Скорость вращения составляла 0,14 - 0,16 об/с. Электролитом служил водный раствор, содержащий 10% хлорида аммония и 10 % глицерина. Скорости течения электролита устанавливалась на уровне 2 л/мин. Время обработки - 5 мин. После обработки охлаждение образцов осуществлялось двумя способами: на воздухе и в электролите.
Судя по результатам измерений прочностных характеристик, температура, требуемая для скоростной цементации, по всей рабочей поверхности образца не достигалась. Предел текучести образцов, подвергнутых нагреву, составил 470-490 МПа, что значимо не отличается от предела текучести контрольных образцов - 480 МПа. Временное сопротивление стали даже понизилось от 800 до 740-760 МПа. Влияния способа охлаждения после нагрева не выявлено. Нагрев вращающихся образцов в электролите для цементации привел к некоторому улучшению характеристик пластичности. Относительное удлинение увеличилось от 7,0 % у контрольного образца до 10,6% у нагреваемого с последующей закалкой в растворе, или до 12,8% с охлаждением на воздухе.
При обработке в ячейке с вертикальным погружением анода напряжение нагрева составляло 275 В [72]. Электролитом служил водный раствор, содержащий 10% хлорида аммония и 10 % глицерина. Скорость течения электролита составляла 4 л/мин. Вертикально ориентированные образцы погружались в электролит на полную глубину рабочего участка и обрабатывались в течение 3 мин с последующим охлаждением на воздухе. После этого образцы переворачивались и обрабатывались еще 3 мин с последующей закалкой в электролите. Для того чтобы процессу обработки подвергалась только рабочая часть пропорционального образца, головки детали экранировались термостойким герметиком и окрашивались краской для большей надежности.
Испытания пропорциональных образцов на разрыв показали, что цементация стали 12Х18Н10Т с закалкой в электролите, но без последующего отпуска, приводит к снижению прочностных свойств. Разрушение всех образцов оказалось хрупким с уменьшением относительного удлинения до 1,5 -6,2 %.
Распределение микротвердости цементованных, вертикально погружаемых в электролит пропорциональных образцов по толщине и длине детали определялось с помощью микротвердомера ПМТ - ЗМ, масса нагрузки на индентор составляла 100 г, использовался объектив с фокусным расстоянием F = 6,3 мм и А = 0,60. На рис. 5.7 представлено распределение микротвердости по толщине образца. Из графика хорошо видно, что слой, упрочненный до 6 ГПа, имеет толщину 80 мкм. Распределение микротвердости по длине образца имеет ярко выраженный неоднородный характер (рис. 5.8). Максимальные значения микротвердости наблюдаются в тех областях, которые подвергались воздействию более высоких температур при нагреве. Можно отметить, что ни один из опробованных способов нагрева не обеспечивает равномерного распределения температуры по поверхности обрабатываемой детали. Сталь 12Х18Н10Т получила широкое распространение во многих отраслях, в том числе и в лёгкой промышленности. Из нержавеющих сталей изготавливается технологическая оснастка для эксплуатации во влажной атмосфере, где требуется довольно высокая коррозионная устойчивость. К таким изделиям относятся проволочные нитепроводники, нитеводители, петлители и др. Прочностные характеристики нержавеющих нитеводителей длительное время удовлетворяли предъявляемым к ним требованиям. В последнее время условия эксплуатации оснастки стали более жёсткими с появлением современных нитей, изготовленных из прочных синтетических материалов. Технологическая оснастка, в частности нитеводители льнопрядильных машин типа ПМ-88-Л8 подвергаются повышенному механическому износу, что приводит к повышению обрывности и необходимости их замены. Для улучшения механических свойств нитепроводников необходимо использовать более износостойкие материалы, либо применять упрочняющую обработку рабочей поверхности. В данной работе для повышения износостойкости нитепроводников предлагается выполнять скоростную анодную цементацию с последующей закалкой в том же электролите. Анодный нагрев нитепроводников (рис. 2.7) проводился в ячейке с вертикальным погружением детали. В качестве электролита использовался водный раствор, содержащий 10% хлорида аммония и 10 % глицерина. Размеры обрабатываемой детали и рабочей камеры установки анодного нагрева позволили производить нагрев двух нитепроводников одновременно. Система крепления представляет собой два стальных крючка, закрепленных в трапециевидном зажиме. Нитепроводники подвешиваются на крючках упрочняемыми участками вниз. Скорость течения электролита подбиралась экспериментально так, чтобы свободная поверхность электролита в ячейке оставалась невозмущенной. Требуемой скорости соответствовала величина расхода электролита, равная 4 л/мин. Напряжение нагрева 280 В, сила тока 7 А, продолжительность обработки 5 мин. Технология упрочнения включает следующий порядок операций: 1. Залить в установку рабочий электролит. 2. Включить водяное охлаждение. 3. Закрепить два нитепроводника. 4. Подать на детали напряжение 200 В. 5. Погрузить нитепроводники в раствор электролита со скоростью 1 мм/с на глубину 25 мм. 6. Увеличить напряжение до 280 В. 7. Выдержать детали 5 мин, отсчитывая время от окончания погружения на заданную глубину. 7. Отключить напряжение. 8. Поднять детали из электролита. 9. Промыть детали водопроводной водой. 10. Вытереть детали ветошью, высушить и смазать машинным маслом. Скорость погружения нитепроводников в электролит не должна превышать 1 - 2 мм/с во избежание резких скачков тока, нежелательных для источника питания. По предлагаемой технологии обработана партия из 100 нитепроводников. Лабораторные испытания, проведенные в Костромском государственном технологическом университете на специальной установке, воспроизводящей изнашивание поверхности нитепроводника пряжей с повышенной абразивной способностью, показали, что износ упрочненных нитепроводников в 10 раз меньше, чем у контрольных.
