CC BY
27
УДК 631.3.-192 + 631.3.004
ВЛИЯНИЕ НАЧАЛЬНОГО ПЕРИОДА ОСАЖДЕНИЯ ЭЛЕКТРОЛИТИЧЕСКОГО ЖЕЛЕЗА НА ПРОЧНОСТЬ СЦЕПЛЕНИЯ С ОСНОВОЙ
И. А. Спицын, доктор техн. наук, профессор
ФГБОУ ВПО «Пензенская ГСХА», т. 8 (841) 62-85-61, е-таИ: [email protected]
Изложены методика и результаты лабораторных исследований влияния режима начального периода осаждения электролитического железа на прочность его сцепления с чугунной основой при проведении операции анодного травления и осаждения в электролите одной природы.
Ключевые слова: электролит, травление, осаждение, покрытие, чугун, прочность сцепления.
В настоящее время надёжность отремонтированных агрегатов трансмиссий, особенно наиболее нагруженных коробок передач, остаётся низкой. Так, по данным НИИАТ, долговечность отремонтированных коробок передач автомобилей в 2,5...3 раза ниже новых. Наименее долговечными деталями коробок передач являются корпусы и зубчатые колёса [1]. Достаточно частым дефектом корпусных деталей, поступающих в ремонт, является износ посадочных отверстий под подшипники и стаканы (повторяемость - 0,8) [2]. Износ базовых поверхностей корпусных деталей приводит к резкому снижению долговечности других деталей.
Одним из методов восстановления поверхностей посадочных отверстий корпус-
ных деталей является нанесение гальванических покрытий в проточном электролите [3-6]. Долговечность деталей, восстановленных гальванопокрытиями, во многом определяется физико-механическими свойствами покрытия и его прочностью сцепления с основой. Последнее зависит от качества выполнения подготовительных операций и режима начального периода осаждения. Целью исследований являлось изучение влияния начального периода осаждения электролитического железа на прочность сцепления покрытий с деталями, изготовленными из чугунов СЧ18, КЧ35-10, при проведении операций анодного травления и осаждения покрытий в электролитах одной природы - хлористого железа, как наиболее применяемого [7].
а) б)
Рис. 1. Штифт (а) и кольцо с коническими штифтами (б) для определения прочности сцепления: 1 - пластина; 2 - гайка М8х1; 3 - винт М5; 4 - штифт; 5 - кольцо
Прочность сцепления определяли методом отрыва штифтов [8]. Штифты с усеченным конусом 1:50 (рис. 1, а) и кольца изготавливали из серого СЧ 18 и ковкого КЧ 35-10 чугунов. Отверстия в кольце под штифты развертывали конической разверткой конусностью 1:50. Штифты тщательно притирали в отверстиях кольца с помощью алмазной пасты. Притертые штифты и отверстия обезжиривали, промывали водой и сушили. После этого штифты устанавливали в отверстия и крепили в них с помощью винтов и пластин (рис. 1 б). В таком виде кольцо растачивали на токарном станке и шлифовали шкуркой до = 0,32...0,63 мкм.
Подготовленные образцы обезжиривали венской известью, промывали в проточной воде и устанавливали в ячейку. Затем производили анодную обработку и нанесение покрытия по режимам согласно цели эксперимента. Покрытия толщиной более 1 мм наносили в 2-3 приема. Повторность опытов двукратная, при одновременном отрыве трёх штифтов.
Рис. 2. Ячейка электролитическая
Травление образцов и нанесение на них покрытий проводили в электролитической ячейке, конструкция которой приведена на рис. 2. Нижний 5 и верхний 1 фланцы ячейки изготовлены из органического стекла. Подачу электролита производили в полость 12 нижнего фланца 5 через отвер-
стия диска 7, расположенные по касательной и под углом к поверхности кольца 3, электролит подавался в межэлектродное пространство, получая при этом вихревое движение. Центральные подвод и отвод электролита обеспечивали равные гидродинамические условия по окружности катода - кольца 3. Подвод напряжения к аноду осуществляли специальным токоподводя-щим устройством 6. Диск 7, а также диски 10, 11, изолирующие токопроводящее устройство от накопительной полости и межэлектродного пространства, изготовлены из органического стекла и склеены между собой и с нижним фланцем дихлорэтаном. Для герметизации межэлектродного пространства устанавливали уплотнительные кольца 2.
Анод 4 устанавливали и закрепляли на болту токоподводящего устройства, что обеспечивало надежный контакт. Верхний торец анода экранировали шайбой 8 из оргстекла, которую прижимали к нему тремя винтами из винипласта через резиновую прокладку 9. Аноды изготавливали из стали 10 (ГОСТ 1050-88).
Отрыв штифтов проводили по схеме (рис. 3) на машине МР 0,5-1 при нагрузке до 2500 Н (шкала «Б» ГОСТ 7855-61).
Рис. 3. Определение прочности сцепления покрытия с чугуном: 1 - слой электролитического железа; 2 - кольцо; 3 - штифт; 4 - шайба центрирующая
После отрыва диаметр торца штифта измеряли микроскопом с точностью 0,1 мм.
Прочность сцепления определяли по формуле
4Р
^сц
П2
, Па,
(1)
где Р - нагрузка, при которой происходил отрыв штифта, Н; d - диаметр штифта, м).
Характер граничного слоя изучали на поперечных шлифах. Кусочек чугуна с покрытием (образец) устанавливали в стальное кольцо (оправку) и заливали пластмассой Норакрил-65. Изучаемую поверхность образца шлифовали на плоскошлифо-
Нива Поволжья № 4 (21) ноябрь 2011 61
вальном станке, а затем шлифовальной шкуркой различной зернистости по общепринятой методике [9]. После этого образец полировали на суконном круге в течение 10...12 мин, обезжиривали венской известью, промывали водой и травили в 4 %-ном растворе азотной кислоты в этиловом спирте. Время травления выбирали таким, чтобы обеспечить получение явно выявленной структуры. Затем микрошлиф промывали водой, протирали ватой, смоченной в этиловом спирте, и просушивали фильтровальной бумагой. Изучение и фотографирование граничного слоя проводилось на металлографическом микроскопе ЫЕОРНОТ-21 при увеличении в 615 раз.
Анодную обработку чугунов производили в нециркулирующем электролите с концентрацией хлористого железа 720 г/л при температуре 20 °С и кислотности рН=0,7 по разработанному ступенчатому режиму (рис. 4) на постоянном токе [10].
\
¿1 _
¿Л
Т
Рис. 4. Схема ступенчатого режима анодного травления чугунов: йАМ - начальная анодная плотность тока;
йА - анодная плотность тока; т1 - продолжительность выдержки при йАМ;
т2 - продолжительность травления до установления йА; т- продолжительность анодного травления
Для электролитического осаждения покрытий использовали стабильный к окислению электролит следующего состава: хлористое железо (Ре С12 • 4 Н2О) - 400...450 г/л; хлористый марганец (Мд С12 • 4 Н2О) -60 г/л; солянокислый гидразин (Ы2Н4 • 2 НС1) - 5...10 г/л; кислотность (рН) - 0,7...0,8 (изменение кислотности производили добавлением соляной кислоты). Осаждение покрытий проводили на асимметричном переменном токе.
К элементам начального периода осаждения гальванических покрытий, обеспечивающим удаление шламовой (солевой) плёнки, активирование поверхности и осаждение малонапряженных осадков железа, относятся: время выдержки без тока, с; ка-тодно-анодный показатель Д; начальная катодная плотность тока йкы, А/дм2; температура электролита, °С; кислотность электролита, рН; скорость электролита, м/с; время выхода на рабочий режим, с. По результатам многочисленных исследований время выхода на рабочий режим составляло 480 с. [11, и др.].
Влияние начальных значений катодной плотности тока и катодно-анодного показателя приведено на рис. 5.
5" ю Ш ДщА/дм'
Рис. 5. Влияние начальных катодной плотности тока (1, вн = 1,25 ) и катодно-анодного показателя (2, йкы = 5 А/дм2) на прочность сцепления покрытий с серым чугуном (Т = 35 °С; рН = 0,7; V = 0,10 м/с; продолжительность выдержки без тока - 5 с)
Анализ полученных результатов показал, что при увеличении начальной катодной плотности тока с 5 до 20 А/дм2 прочность сцепления уменьшается незначительно, поскольку незначительно изменяется и микротвёрдость покрытий. С увеличением катодно-анодного показателя прочность сцепления железных покрытий с основой снижается значительней, в 1,3 раза. Это связано с большим влиянием катодно-анодного показателя на микротвёрдость и напряжённость получаемых покрытий. При катодно-анодном показателе в-1,25...1,50 достигается хорошее активирование поверхности, структура осажденного железа получается при этом более плотная и как бы воспроизводит структуру покрываемого металла [12].
Наши исследования показали, что скорость протока электролита в исследованных пределах оказывает малое влияние на прочность сцепления (рис. 6, кривая 1). Это связано с тем, что шламовая (солевая) пленка имеет слабую связь с протравленной поверхностью и достаточно скорости движения электролита около 0,10 м/с, чтобы произошло удаление ее с поверхности металла, кроме того, она склонна и к растворению в электролите меньшей концентрации.
в покрытие. При этом еще повышается катодный выход металла по току и ухудшается активирование поверхности чугуна водородом. Все это приводит к снижению прочности сцепления покрытия с основой.
Температура электролита (рис. 7) оказывает существенное влияние на прочность сцепления.
£Т.МПа
Рис. 6. Влияние скорости протока (1, рН = 0,7) и кислотности электролита (2, V = 0,10 м/с) на прочность сцепления покрытия с серым чугуном (Т = 35 °С; йкЛ, = 5 А/дм2; вн = 1,25; продолжительность выдержки без тока - 5 с)
Влияние кислотности электролита на прочность сцепления железного покрытия с чугуном показано на рис. 6 (кривая 2). С повышением кислотности электролита (рН менее 0,9) увеличивается интенсивность выделения пузырьков газа, уменьшается катодный выход металла по току, что способствует лучшей очистке поверхности катода от чужеродных частиц и уменьшает вероятность осаждения покрытия на неочищенную поверхность. Прочность сцепления покрытия с основой при этом достигает максимальной величины.
По мере уменьшения кислотности электролита (рН более 0,9) происходит подщелачивание прикатодного пространства, в результате чего возможно образование гидрооксидной пленки и включение ее
180
160
НО
120
> ;
/Л ——
X ^ 1 > <
20
30
40
IX
20
35
и
Рис. 7. Влияние времени выдержки без тока (1, Т = 35 °С) и температуры электролита (2, t = 5 с) на прочность сцепления покрытия с серым чугуном. йкЛ1 = 5 А/дм2; вн = 1,25; рН = 0,7; V = 0,10 м/с
С понижением температуры менее 25...30 °С при прочих равных условиях прочность сцепления резко уменьшается. Это связано с тем, что повышается микротвердость и напряженность покрытий, а возможно и ухудшается удаляемость шламовой пленки, в состав которой входят соли железа, растворимость которых значительно уменьшается при снижении температуры. При температуре электролита более 35.40 °С прочность сцепления достигает максимально возможной, равной пределу прочности материала на разрыв.
Результаты исследований показывают, что время выдержки без тока практически не влияет на прочность сцепления покрытий с основой и его достаточно 5. 10 с. Дальнейшее увеличение продолжительно-
Интервалы и уровни варьирования факторов
Фактор Уровень варьирования Интервал варьирования
Обозначение Наименование -1 0 +1
Х1 Катодно-анодный показатель рн 1,25 1,5 1,75 0.25
Х2 Начальная катодная плотность тока ОкЛ, А/дм2 5 10 15 5
Хз Температура электролита Т, °С 20 30 40 10
Х4 Продолжительность выдержки без тока t, с 5 15 25 10
Х5 Скорость электролита 3 , м/с 0,10 0,25 0,40 0,15
Хб Кислотность электролита рН 0,7 0,9 1,1 0,2
Нива Поволжья № 4 (21) ноябрь 2011 63
сти выдержки без тока до 45...50 с не приводит к существенному изменению прочности сцепления. Однако при этом увеличивается продолжительность железнения, что снижает производительность процесса.
Для определения степени влияния режима начального периода осаждения железа на прочность сцепления с чугунами и получения математической модели ставили дробный факторный эксперимент ДФЭ 26-3 [13, 14].
Интервалы и условия варьирования факторов (таблица) приняты на основании однофакторных экспериментов.
В результате математической обработки результатов эксперимента получены уравнения регрессии, выражающие зависимость прочности сцепления железного покрытия с серым (2) и ковким (3) чугунами от параметров начального периода осаждения железа:
у = 132,7 - 4,45Х1 - 3Х2 + 37,9Х3 - 4,25 Х6 ,(2) у = 240,7 -13,2Х1 - 8Х2 + 70Х3 - 9,9Х6. (3)
Табличное значение критерия Фишера при 5 %-ном уровне значимости для числа степеней свободы /1 = 3 и /2 = 40 равно
Рис. 8. Вид торцевой поверхности штифта из чугуна СЧ-18 (а) и КЧ 35-10 (б) после определения прочности сцепления (увеличение х15)
а б
Рис. 9. Граничная зона между покрытием 1 и чугуном 2 при увеличении в 615 раз:
а - чугун серый; б - чугун ковкий
2,9 [14]. Расчетное значение Р-критерия меньше табличного, поэтому гипотеза об адекватности моделей принимается.
Из уравнений 2 и 3 следует, что наибольшее влияние на прочность сцепления оказывает температура электролита, которая должна находиться на верхнем уровне. Прочность сцепления также повышается, если катодно-анодный показатель Рн, начальная катодная плотность тока йкЛ и кислотность электролита находятся на нижнем уровне. При таких параметрах электролиза прочность сцепления покрытий с чугунами равна или приближается к прочности чугунов на разрыв. Об этом свидетельствует вид поверхности торцов штифтов после отрыва их от покрытий (рис. 8) и отсутствие выраженной граничной зоны между покрытием и основой при металлографическом исследовании (рис. 9).
Таким образом, высокая прочность сцепления электролитических железных покрытий с серым СЧ 18 и ковким КЧ 35-10 чугу-нами при их анодном травлении в электролите хлористого железа будет обеспечена при следующих начальных условиях электролиза: время выдержки без тока - 5.15 с; катодно-анодный показатель Рн - 1,20. 1,50; начальная катодная плотность тока ОкЛ -10.5 А/дм ; температура электролита Т - 35.40 °С; кислотность электролита рН - 0,7.0,9 и скорость электролита V-0,10.0,20 м/с.
Литература
1. Голубев, И. Г. Повышение долговечности деталей трансмиссий сельскохозяйственной техники: аналитические и обзорные справки / И. Г. Голубев, И. А. Спицын. - М.: Информагротех, 1998. - 5 с.
2. Батищев, А. Н. Восстановление деталей сельскохозяйственной техники / А. Н. Батищев, И. Г. Голубев, В. П. Ляля-кин. - М.: Информагротех, 1995. - 296 с.
3. Петров, Ю. Н. Гальванические покрытия при восстановлении деталей машин / Ю. Н. Петров. - М.: Колос, 1965. -136 с.
4. Мелков, М. П. Твёрдое осталивание автотракторных деталей / М. П. Мелков. -М.: Транспорт, 1971. - 222 с.
5. Карауш, Е. А. Исследование и разработка технологии восстановления постелей коренных подшипников блоков двигателей ГАЗ - 52 проточным железнением на периодическом токе: дис. . канд. техн. наук / Е. А. Карауш. - Кишинёв, 1978. - 194 с.
6. Шайдуллин, В. М. Исследование и разработка технологии восстановления посадочных отверстий корпуса КП трактора Т-74 проточным железнением на периодическом токе: дис. .канд. техн. наук / В. М. Шай-дуллин. -Кишинёв, 1979. - 185 с.
7. Мелков, М. П. Восстановление автомобильных деталей твердым железом / М. П. Мелков, А. Н Швецов, И. М. Мелкова. - М.: Транспорт, 1982. - 198 с.
8. Шмелева, Н. М. Контролер работ по металлопокрытиям / Н. М. Шмелева. - М.: Машиностроение, 1980. - 112 с.
9. Богомолова, Н. А. Практическая металлография / Н. А. Богомолова. - М.: Высшая школа, 1982. - 272 с.
10. Спицын, И. А. Анодная обработка в растворах хлористого железа при электрохимическом проточном железнении / И. А. Спицын, А. Д. Давыдов, А. Н. Батищев // Электронная обработка материалов. -1984. - № 5. - С. 32-36.
11. Батищев, А. Н. Пособие гальваника-ремонтника / А. Н. Батищев. - М.: Колос, 1980. - 240 с.
12. Косов, В. П. Теоретические основы и разработка технологии восстановления изношенных деталей машин железнением на периодическом токе: дис. . докт. техн. наук / В. П. Косов. - Кишинёв, 1977. - 249 с.
13. Спиридонов, А. А. Планирование эксперимента при исследовании технологических процессов. - М.: Машиностроение, 1981. - 184 с.
14. Адлер, Ю. П. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий / Ю. П. Адлер, Е. В. Маркова, Ю. В. Грановский. - М.: Машиностроение, 1981. - 184 с.
Нива Поволжья № 4 (21) ноябрь 2011 65
