CC BY
71
УДК 620.193:669.716
Диаграммы химической и электрохимической устойчивости горячих металлических покрытий на низкоуглеродистой стали
А Г. Тюрин
Построены диаграммы рН-потенциал горячих оловянных,
цинковых, алюминиевых и алюмоцщковых покрытий на железе.
Рассмотрены особенности коррозионно-электрохимического поведения различных фаз сплавов в водных растворах.
Горячими называют металлические покрытия, получаемые на изделиях методом погружения в металлический расплав. Важнейшими металлами и сплавами для горячих покрытий низкоуглеродистой стали являются олово, цинк, алюминий [1,2] и алюмоцинковые сплавы [3,4]. В результате взаимодействия расплавов с подложкой фазовый и химический состав покрытий полностью соответствует диаграммам состояния систем Ре—Ме [5[ (рис.1 и 2), где Ме—Бп, Ъп, А1.
Равновесия твердое вещество — водный раствор наиболее удобно представлять с помощью диаграмм рН-потенциал (6,7]. Для их расчетов необходимо описать фазовые и ■ химические равновесия в исследуемых системах. Термодинамические свойства твердых растворов металлов, оксидов, смешанных образований удобно описывать в рамках обобщенной теории "регулярных" растворов [8]. Избыточная энергия Гиббса бинарного металлического раствора
в'Ь = ' АС/., 1 + 2 + Х\Хг{<№ + + (1)
где Ай/г, / — энергии Гиббса фазовых превращений чистых металлов; (2^9,(2$ и (2*1? — энергетические параметры теории; и Хг — мольные, доли компонентов.
Наиболее распространенное в термодинамике сплавов стандартное состояние — чистый металл в устойчивой при данной температуре и давлении модификации (табл.1). Для представления термодинамических свойств какого-либо компонента в растворах с различными кристаллическими решетками по отношению к одному и тому же стандартному состоянию необходимы данные об изменениях энергии Гиббса при фазовых превращениях. Сведения о величинах А6>, для железа и металлов горячих покрытий
сведены в табл.2.
При аппроксимации термодинамических свойств твердых растворов при помощи уравнения (1) удается, получить адекватное описание
экспериментальных данных, если ограничиться двумя параметрами С1!У и (2$, приняв (2$ = 0. Таким образом, автором были получены выражения для термодинамических функций смешения бинарных сплавов, энергетические параметры которых представлены в табл.3.
Таблица 1
Физико-химические свойства некоторых элементов [5]
Название элемента Модификация Кристаллическая структура Тип превращения Температура I превращения, I °С
Железо а О.Ц.К а •* у 911 1
У г.ц.к у -» <5 1392 |
ь о.ц.к 6 -* Ж 1536
Олово а решетка алмаза а-* Р 13 1
Р тетрагональная р-*ж 232
| Цинк V гексагональная ц-* Ж 419,6 1
Алюминий У Г.Ц.К у-* Ж 660,5 |
Таблица 2
Изменение энергии Гиббса при фазовых превращениях чистых металлов в стандартных условиях (1 атм, 298К) [9,10]
Название элемента Тип превращения АС?,, 298 , Дж/моль 1
Железо Г.Ц.К.(у) О.Ц.К.(а) -2880 I
Олово тетрагональная О.Ц.К.(а) 300 |
Цинк гексагональная Г.Ц.К.(у) 512 1
гексагональная <- ОЛД.К.(а) 500 1
Алюминий ' Г.Ц.К.(у) О.Ц.К.(я) 10987 |
1 Г.Ц.К.(у) гексагональная 502 |
Таблица 3
Энергетические параметры бинарных твердых металлических растворов при низких температурах (298-373К)
Двойная система Тип твердого раствора Энергетические параметры, Дж/моль Использованные [ экспериментальные 1
(2Й> данные |
Ре—Яп а-фаза 2000 -8000 [П]
а-фаза 16250 -5000 [12,13]
а-фаза -63000 -154000 [14,15]
М—Хп у-фаза 12100 8900 [16]
А1— »/-фаза 20125 20125 [16] 1
Реальные сплавы могут содержать не только первичные твердые растворы, но и промежуточные, или интерметаллидные фазы. Теплоты, энтропии и энергии Гиббса образования интерметаллических соединений обычно относят к г-атому сплава [9], т.е. величина, относящаяся к молю
соединения, делится на число входящих в него атомов. Это удобно для сопоставления термодинамических свойств различных интерметаллидов. Совокупность экспериментальных результатов по термодинамическим свойствам интерметаллических соединений исследуемых в работе систем представлена в табл.4.
Таблица 4
Термодинамические свойства интерметаллических соединений [9,12]
№ п/п Соединение (фаза) -АЯ/, кДж/г-ат -Д^, Дж/Кт-ат I
1 РеХт.г (Г-фаза) 3,3 -0,5 I
2 7еХп%2 (Г]-фаза) 2,8 -1,1
3 Ре2пб,в9 (¿-фаза) 3,9 0.5 1
4 РеА1 (¿¡2-фаза) 25,1-30,5 3,6-7,5 |
5 БеАЬ (£-фаза) 27,2-34,3 5,4-8,4 I
6 ИегА^ (»/-фаза) 28,5-33,3 6,0-7,9 1
7 РеАЬ (0-фаза) 27,6-31,9 5,9-7,3 |
Некоторые интерметаллиды, в частности промежуточные фазы системы Ре—Ъп (рис.1), имеют широкую область гомогенности. Нестехиометрией интерметаллидных фаз в системах Ре—Бп и Ре—А1 в целом можно пренебречь.
Рис. 1 Взаимосвязь между диаграммой состояния системы Ре—гп и кривой распределения цинка в горячем цинковом покрытии
М,%(атом1
Рис.2, Взаимосвязь между диаграммой состояния системы Ь'е—А1 и кривой распределения алюминия в горячем алюминиевом покрытии
В настоящее время известно несколько практических способов расчета энтальпий и энтропий образования бинарных интерметаллических соединений. Для оценки теплот образования интерметаллидов при стандартной температуре больше подходит метод Миедемы, а энтропии — формула Истмена {7 ]. Авторские результаты расчетов термодинамических функций образования интерметаллидов из элементов представлены в табл.5.
•• Таблица 5
Расчетные энтальпии и энтропии образования интерметаллических соединений
№ п/п Соединение -ЛУ/? 5248 Дж/К • моль
кДж/г-ат кДж/моль Дж/К-г-ат Дж/К-моль
1 КсБпг 1,447 4,340 47,717 143,15 13,05
2 ГеБ» 2,0415 4,083 42,055 84,11 5,48
3 1-сз7.117(1') 3,666 36,660 38,29 382,9 9,4
4 Регп4(Г|) 2,456 12,278 41,29 206,4 12,4
5 Ре7.11ю(<5) 1,113 12,248 39,28 432,1 24,0
6 1'е'/.тз(£) 0,877 12,280 41,27 577,7 29,6
7 1-езЛ1 22,50 90,00 33,538 134,15 24,35
8 ГеЛ! 31,40 62,80 22,97 45,94 -4,77
9 ГеЛ12 24,20 72,60 20,77 62,31 -10,75
10 Ре2Л15 20,90 146,30 19,46 136,20 -29,88
П РеЛ!з 29,90 119,60 19,65 78,60 -16,78
Расчетные энтальпии и. энтропии интерметаллидов хорошо согласуются с имеющимися экспериментальными данными. Малая величина изменения энтропии реакций образования промежуточных фаз, являющаяся их отличительной чертой, свидетельствует о том, что энергия Гиббса образования соединений определяется в основном энтальпией "реакции.
Представим интерметаллидные соединения железа с цинком общей формулой РеХпх. В соответствии с последним вариантом диаграммы состояния системы [5 ] области гомогенности промежуточных фаз при низких температурах приводятся в табл.6.
Таблица 6
Фазовый и химический составы промежуточных фаз системы Ре—Ъп при 298К
№ п/п Фаза Область гомогенности фазы, X
1 Г-фаза X = 2,2-*-2,45
2 Г1-фаза X = 3,0+4,4
3 ¿-фаза Х = 6,6*11,35 1
4 £-фаза Х = 12,9+13,4 (
Энергии Гиббса реакций образования "соединений" железа с цинком (табл.5) аппроксимируются линейным выражением
АСЙ98 (Ре гпх) = -13700-570-X, Дж/моль. (2)
Формула (2) позволяет судить о влиянии состава на термодинамические характеристики Г-, П-, <5- и £-фаз.
Термодинамические свойства твердых оксидных растворов — шпи-нельных фаз (гпРегСЫ—Рез04) т.р., (РеАЬСЦ—Рез04) т.р. и (Рез04— гпРег04—РеАЬСЦ) т.р. были описаны автором ранее [6,8]. Энергии Гиббса реакций образования оксидов железа, олова, цинка и алюминия по справочным данным [17] приведены в.таблЛ. Данные таблиц и стандартные электродные потенциалы реакций в водных растворах [18] позволили рассчитать диаграммы рН-потенциал систем Ре—Бп—ЩО, Бе——ЩО, ре—А1—НгО, Ре—гп—А1—НгО.
Результаты расчетов представлены на рис.3 и 4.
Таблица 7
Энергии Гиббса реакций образования оксидов из элементов при 25°С
Соединенно -ЛОг-м, Дж/моль Соединение -АОгад. Дж/моль
' Рез04 1020233 гпРсгОц 1095494
Ге20.1 744224 АЬОз 1581338
8»02 519518 РеЛ12Оц 1870637
7п0 320890 Й1А12О4 1957035
Известно [19], что белая жесть — один из основных способов специальной отделки поверхности листового проката и защиты от коррозии. В системе Ре—Бп [5] существуют следующие интерметаллическис соедине-
а*
щ
о
<45
-ол
Г
| -о,е
¡а $пОА+й* \ 1 Ге^Оз+ЗпО^
—\ \ * Ж РеЯп^Ге-Зщ+РезО^ • ^
_1_<_1 ', 1_I_1_1_-1-1-' ' '
(а)
Ю рН П
! I
<% ж-фиэаи-Жп*1'
7Р-Нб(Ге)+Еп
хц +70/0
йГ'-Ы+КпО
-ЦП- \
&
Рис.3. Диаграммы рН-потенциал для систем Ре-йп-НаО (а), Ре-гп-НгО (б) при 298 К и активностях ионов и водном растворе »1 = 1М (негидратированная форма окислов)
ния: РеЭпг, стабильное при температурах ниже 496°С; РеБп, стабильное при температурах до 740°С ; РезБпг, стабильное в интервале температур 815—600°С ; РезЭп, стабильное в интервале температур 880—750°С и у-фаза, стабильная в интервале температур 900—780°С. Растворимость олова в а-железе при 25—100°С составляет порядка 2 атом.%.
Диаграмма рН-потенциал системы Ре—Бп—ЩО представлена на рис.3,а. Электродвижущая сила гальванической цепи Бп/водный раствор/Ре, обусловленная образованием на железе интерметаллического соединения РеБпг, при 25°0 составляет лишь 40 мВ. Соответственно для флюса -н. водного раствора хлористого цинка — с содержанием соли 600—800 г/л при 200—250°С она составляет 80—140 мВ [1 ]. Причем если в кислых средах анодом в цепи является железо (жесть), а катодом — олово, то в нейтральных и щелочных растворах происходит переполюсовка: олово, подобно цинку, служит анодом по отношению к стали. Никаким "особым типом, когда более электроотрицательный металл осаждается на менее электроотрицательном" [1 ], электрохимическая система 8д/флюс/Ре не является: в отличие от чистого олова в нейтральных растворах фазы РеБп и Ре8п2 (рис.3,а) остаются более электроположительными по отношению к железу (жести). Именно образование во флюсе тончайшей пленки покрытия, состоящей из фаз РеБп и РеБпг, на поверхности листа в результате работы короткозамкнутой гальванической цепи Бп (ж) / флюс / Бе (т) является основой процесса флюсования при горячем лужении жести.
Горячие цинковые покрытия на стали имеют многофазную структуру, отвечающую диаграмме состояния железо—цинк [5] (рис.1). При контакте изделия с расплавом цинка незначительное количество цинка диффундирует в железо, образуя переходную зону (а-фазу). Непосредственно на стальном основании находится Г-фаза, содержащая 21—28% по массе железа. Затем следует слой ¿-фазы с содержанием 7—11,5% железа, являющейся основной составляющей слоя железоцинковых сплавов. Слой ¿-фазы обнаруживает при травлении как бы две зоны: зону, примыкающую к Г-фазе и представляющую собой компактный, не выявляющий структуры слой, и зону с явно выраженной столбчатой структурой. Следующая за ¿-фазой £-фаза. с содержанием 6—6,2% железа -чаще всего имеет столбчатую структуру. Верхний слой представляет собой слой почти чистого цинка (77-фазу). Образование этой фазы происходит при выгрузке изделия из расплава и кристаллизации захваченного им цинка. Толщина слоя ??-фазы зависит от вязкости и поверхностного натяжения расплава цинка и скорости выгрузки изделия из расплава.
Диаграмма рН-потенциал системы Ре—Ъп—НгО при 25°С представлена на рис.3,б. На ней нанесены линии химических и электрохимических равновесий, играющие роль при коррозии диффузионных цинковых покрытий в водных средах. Равновесные потенциалы Г-, П-, 6- и £-фаз близки друг к другу и к равновесному потенциалу цинка, что хорошо коррелируется со стационарными потенциалами фаз [20 ]. Поэтому эффективность электрохимической защиты стали с помощью диффузионного цинкового покрытия практически не должна уменьшаться по мере растворения ?/-фазы и вступления в контакт с водным раствором интерметаллидов железа и цинка. Коррозионная стойкость железоцинковых фаз на порядок выше, чем у электролитического цинка [20 ]. Таким образом, обеспечивая существенную экономию цинка, железоцинковые покрытия не снижают ни коррозионных, ни электрохимических свойств цинка.
Алюминирование является одним из эффективных методов увеличения долговечности металлических конструкций и экономии'черных металлов. В литературе нет единого мнения о строении' диффузионных алюминиевых покрытий [21], что объясняется прежде всего способностью системы алюминий—железо образовывать большое количество различных соединений и высокой чувствительностью процесса диффузионного' насыщения к условиям его осуществления.
Данные микрорентгеноспектрального анализа покрытия, полученного из расплава алюминия, представлены на рис.2. Диффузионный слой покрытия может представлять собой ряд зон, состоящих из интерметаллидов РеА1з, БегА^', РеАЬ, РеА1, РезА1 и твердого раствора алюминия в железе (а-фазы). Для уменьшения толщины хрупкой интерметаллидной зоны покрытия в расплав алюминия вводят кремний [22],' резко снижающий скорость диффузии алюминия в подложку.
Результаты расчета диаграммы рН-потенциал системы Ре—А1—Н2О при 25°С представлены на рис.4,а. Различные фазы горячего алюминиевого покрытия в водных растворах имеют близкие электрохимические характеристики: равновесные потенциалы алюминия и его интерметаллидов с железом отличаются друг от друга не более чем на 0,3 В. В слабокислых, нейтральных и щелочных растворах они пассивируются с образованием пленки оксида-гидроксида алюминия, однако защитная способность пленки А12О3 не всегда одинакова [23] (табл.8 и 9). Измерения проводили на потенциостате П5848. Рабочая поверхность электродов составляла 4—5 мм . Токи коррозии рассчитывались на основании потенциодинамических (1 мВ/с) поляризационных кривых.
В активной коррозионной среде, какой является 3%-й водный'раствор ЫаС! (табл.8), все материалы покрытий осуществляют электрохимическую защиту стали. Причем потенциалы коррозии РеА1з и — фаз,
составляющих диффузионный слой алюминиевого и алюмоцинковых покрытий, практически не отличаются от соответствующих электрохимических характеристик алюминия и цинка. Токи коррозии "гальвалюма" на порядок выше, чем у цинка или алюминия. Основной причиной высокой коррозионной активности алюмоцинкового сплава в модельной морской воде выступает, в соответствии с диаграммей Ъь—А1 [24 ], образование и распад промежуточных фаз, которые являются источником напряжений и увеличивают электрохимическую активность сплава.
Таблица 8
Потенциалы уяшр., В (н.в.э.), и токи ¡кор., мА/см2, коррозии металлов и сплавов в 3%-м водном растворе №С1 (рН 8,2-5-8,5)
Состап металла Температура раствора, °С
20 45 70 90
Укор. !кор. Укор- ■кор. Укор. . 'кор. Укор- 'кор.
Ст.З -0,41 0,026 -0,45 0,32 -0,40 3,2 -0,42 32,0
7л\ -0,75 0,10 -0,75 0,32 -0,76 0,45 -0,76 1,4
45%2п + 55%Л 1 (гальпалюм) -0,77 0,71 -0,76 5,0 -0,83 6,3 -0,82 16,0
Л1 -0,69 0,032 -0,75 0,10 -0,76 0,49 -0,73 2,0
а КеЛ13 -0,72 -0,71 -0,70 -0,71
РегЛ15 -0,74 ' -0,66 -0,64 -0,67
-0,2,
<4 Ч!
«а
1
5: Ф
-0,6
-1,6 -4,1
I- у[Ге^М+МАС3*
т±
I I (мч^ »* у ^ * * —
ч
"С» §
0) §
£
-00
-0,&
-V
4,1
Ш
-¡¡[¿(2п)ЩМ<гМ
(а.)
Рис.4. Диаграммы рН-потемциал для систем Ре-АМ1аО (а), Ре-7л1-А1-Н20 (б) при 298 К и активностях ионов в водном растворе а; = 1М (негидратированная форма окислов)
Использование алюминиевых покрытий в условиях водоснабжения ограничено склонностью алюминия к питтинговой коррозии [25]. Кроме того, при комнатной температуре в водах, содержащих менее 100 мг/кг хлорида, алюминий остается катодным по отношению к стали [26 ]. Последнее подтверждается и данными автора (табл.9). Для устранения питтинговой коррозии алюминия в водопроводной воде может применяться катодная защита, которая достигается различными путями. В этом плане особый интерес представляют алюмоцинковые покрытия, где цинковая составляющая О7- фаза) обеспечивает эффективную катодную защиту алюминиевой составляющей (у-фазы), а сплав в целом — электрохимическую защиту низкоуглеродистой стали.
Таблица 9
Потенциалы у?коР., В (н.в.з.), и токи ¡кор., мА/см2, коррозии металлов и сплавов в аэрируемой водопроводной воде (рН 7; общая жесткость 3,9 мг-экв/л; хлоридов ~ 20 мг/кг; сульфатов ~ 50 мг/кг)
Состав металла Температура раствора, °С
< 16 45 70 90
Укор- •кор. (Скор. 1кор- У5 кор. ¡кор. Укор. 1кор.
Ст.З -0,385 0,018 -0,385 0,063 -0,375 0,160 -0,355 0,50
7м -0,70 0,016 -0,745 0,030 -0,72 0,040 -0,655 0,06
45%гп + 55%А1 (гальвалюм) -0,69 0,010 -0,70 0,018 -0,87 0,022 -0,985 0,028
А1 -0,365 0,0015 -0,475 0,0028 -0,95 0,0070 -1,08 0,01
Содержание алюминия в сплавах с цинком, используемых в качестве покрытий на стали, колеблется в пределах от долей процента до 90 мас.% [23]. Наибольшее практическое применение получили горячие алюмоцинковые покрытия типа "гальвалюм", содержащие 55 мас.% алюминия.
Структура алюмоцинковых покрытий в основном соответствует равновесной диаграмме состояния системы А1—Ъп [24]. При температурах ниже 275°С диаграмма имеет гомогенную фазовую область на стороне цинка (?;-фаза), содержащую при 25°С до 0,02% алюминия. В равновесии с ней находится у-фаза — твердый раствор цинка в алюминии, содержащая при комнатной температуре около 3 мас.% цинка.
Исследование покрытия, получаемого в алюмоцинковом расплаве, содержащем 55 мас.% алюминия, показало [23], что диффузионный слой состоит из твердого раствора алюминия и цинка в железе («-фаза) и интерметаллических соединений РеА1з и РегАк с изменяющейся микроструктурой по его толщине. Основное покрытие состоит из дендритных зерен богатой алюминием у-фазы и междендритной, богатой цинком »/-фазы.
Результаты расчетов основных химических и электрохимических равновесий в системе Ре—Ъп—А1—НгО при 25°С представлены на рис.4,б. Равновесные потенциалы у- и ?/-фаз существенно отличаются друг от друга, приближаясь к потенциалам чистого цинка и алюминия. В щелочных, нейтральных и слабокислых растворах, т.е. во всех возможных атмосферных условиях и природных водах, они пассивируются с образованием пленки АЬОз, ЪпРАгО* или их гидрооксидов. Поэтому коррозионная стойкость
покрытия "гальвалюм" существенно выше, чем у цинка, и приближается к характеристикам горячих алюминиевых покрытий. Пассивирувмость алюминия в воде выше, чем у цинка, поэтому автором с сотрудниками [23] отмечена избирательность в коррозии цинковой составляющей (??-фазы) покрытия "гальвалюм" в воде. Диффузионный слой покрытия (фазы Fe2Als и FeAl3) обладают высокой химической стойкостью в связи с пассивной пленкой AI2O3. Кроме того, коррозионно-электрохимическое поведение алюмоцинковых покрытий "гальвалюм" в воде зависит от условий его формирования [27 ], последующей термомеханической обработки [28 ], химического состава воды и режимов работы системы водоснабжения [23].
Таким образом, построенные диаграммы рН-потенциал для систем Fe—Sn—Н2О, Fe—Zn—Н2О, Fe—Al—H2O, Fe—Zn—Al—H2O при 25°C позволяют связать технологические особенности нанесения горячих покрытий с их коррозионно-электрохимическим поведением в водных растворах.
Список литературы
1. Виткин А.И., Тейндл И.И. Металлические покрытия листовой и полосовой стали. М.: Металлургия, 1971. С.496.
2. Бакалюк Я.Х., Проскуркин Е.В. Трубы с металлическим противокоррозионным покрытием. 2-е изд. М.: Металлургия, 1985. С.200.
3. Баник Я., Ясовски Ф. Развитие производства стальных листов с алюминиево-цинковым покрытием: Обзор по системе Информсталь / Ин-т "Черметинформация". М., 1982. Вып.8 (132). С.19.
4. Мерекина Н.А. // Черная металлургия. 1983. № 12(944). С.20—24.
5. Диаграммы состояния двойных систем на основе железа: Справ, изд. / О.Кубашевски; Пер. с англ. М.: Металлургия, 1985. С.184.
6. Тюрин А.Г. // Защита металлов. 1988. Т.24, № 4. С.697—700.
7. Тфрин А.Г. // Электрохимия. 1990. Т.26, вып.12. С.1599—1606.
8. Тюрин А.Г. // Металлы. 1993. № 2. С.48—56.
9. Могутнов Б.М., Томилин И.А., Шварцман JI.A. Термодинамика сплавов железа. М.: Металлургия, 1984. С.208.
10. Смитлз К.Дж, Металлы: Справ. 5-е изд.: Пер. с англ. М.: Металлургия, 1980. С.447.
11. Nûssler H.D. // CALPHAD. 1979. V.3, № 1. Р.19-27.
12. Винокурова Г.А., Самир Абу Али, Гейдерих В.А. // Термодинамические свойства твердых металлических сплавов: Тез. докл. 3-го Всесоюз. науч.-техн. совещ. по термодинамике металлических сплавов. Минск, 6—8 окт. 1976 г. Минск, 1976. С.112—114.
13. Tomila M., Azakami T., Togyri J.M. // Trans. Jap. Inst. Metals. 1981. V.22, № 10. P.717—722.
14. Вечер A.A., Еськов В.M., Самохвал B.B. // Термодинамические свойства твердых металлических сплавов: Тез. докл. 3-го Всесоюз. науч.-техн. совещ. по термодинамике металлических сплавов. Минск, 6—8 окт. 1976 г. Минск, 1976. С.124—126.
15. Ansara I. // Commission des Communautés Européennes. CECA N0 7210—CA/3/303, Nov., 1981. P.l —14.
16. Люпис К. Химическая термодинамика материалов: Пер. с англ. М.: Металлургия, 1989. С.503.
17. Рузинов Л.П., Гуляницкий Б.М. Равновесные превращения металлургических реакций. М.: Металлургия, 1975. С.416.
18. Справочник.по электрохимии / Под ред. А.М.Сухотина. Л.: Химия, 1981. С.370. . , ;
19. Гусева Н.Е. Состояние и тенденции развития в мире производства тарной жести,. листового проката, и гнутых профилей с различными видами покрытий: Обзор по системе Йнфор.мсталь / Ин-т "Черметинформация". М., 1988. Вып.II. (314). С.90.
20. Лошкарев Ю.М., Коробов В.И., Трофименко В.В. // Защита металлов., 1994. Т.ЗО, № 1. С.79—84.
21. Пахмурский В.И., Пих B.C., Бродяк Д.Д. // Антикоррозионные покрытия. Л- Наука, 1983. С.22—28.
22. .Аксенова Э.В., Дорошевич Э.И. // Совместимость и адгезионное взаимодействие расплавов с металлами. Киев: Наук, думка, 1978. С.154—162.
23. Тюрин А.Г., Ясенева О.Ю., Александров В.Н. и др. // Диффузионное насыщение и покрытие на металлах. Киев, 19.88. Q. 11—26.
24. Пресняков A.A., Горбань Ю.А., Червякова В.В. // Журн. физ. химии. 1963. Т.35. С.1289—1291.
25. Ahmad L. // Aluminium. 1985. Bd.61, № 2. S.128—129.
26. Бакулин A.B. // Защита металлов. 1985. Т.21, № 3. С.390—393.
27. Куаси Г., Исида А., Кобауши С. и др. // Тэцу то хаганэ (яп.). 1986. Т.72, № 8. С.1005—1012.
28. Парамонов В.А., Тычинин А.И., Мороз А.Т. // Металлургия: проблемы, поиски, решения: Темат. сб. науч. тр. / МЧМ СССР (ЦНИИЧМ). М.: 'Металлургия, 1989. С.187—194.
