Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса по электролитическим железным покрытиям, применяемым для восстановления деталей машин. и методам их упрочнения 9
1.1. Условия осаждения твердого железа из водных растворов его солей 17
1.2. Особенности электроосаждения многокомпонентных металлических сплавов 26
1.3. Структура и свойства электролитических железных покрытий 35
1.4. Выводы. Направление исследования 45
ГЛАВА 2. Методика экспериментального исследования 50
2.1. Материалы для исследования. Легирующие элементы для электролитических железных сплавов 50
2.2. Электролиты и технология получения легированных железных осадков 63
2.3. Методика определения структуры, фазового состава и физико-механических свойств электроосажденных сплавов 75
2.4. Определение износостойкости и усталостной прочности изделий с электроосажденными легированными железными покрытиями 84
ГЛАВА 3. Исследование электроосаждения железных покрытий, легированных хромом, молибденом, вольфрамом и титаном 94
3.1. Электродные процессы при электроосаждении железных покрытий 94
3.2. Особенности электрокристаллизации сплавов на основе железа 106
3.3. Влияние условий электролиза на состав и скорость осаждения железных сплавов, легированных Cr, Mo, WH ТІ 122
ГЛАВА 4. Структура и свойства электроосажденных сплавов железо-хром, железо-молибден, железо-вольфрам и железо-титан 136
4.1. Особенности микро- и субструктуры электролитических легированных осадков на основе железа 136
4.2. Влияние легирования на плотность электроосажденных сплавов на основе железа 149
4.3. Влияние легирования хромом, молибденом, вольфрамом и титаном на твердость и прочность сцепления железных электролитических покрытий 161
ГЛАВА 5. Эксплуатационные свойства изделий с электролитическими железными покрытиями, легированными хромом, молибденом, вольфрамом и титаном 185
5.1. Внутренние напряжения в электроосажденных легированных покрытиях и усталостная прочность стальных изделий с покрытиями 185
5.2. Износостойкость электролитических сплавов на основе железа, легированных хромом, молибденом, вольфрамом и титаном 196
5.3. Технологические аспекты восстановления изношенных деталей электролитическими сплавами на основе железа 204
Библиографический список
- Особенности электроосаждения многокомпонентных металлических сплавов
- Электролиты и технология получения легированных железных осадков
- Влияние условий электролиза на состав и скорость осаждения железных сплавов, легированных Cr, Mo, WH ТІ
- Влияние легирования хромом, молибденом, вольфрамом и титаном на твердость и прочность сцепления железных электролитических покрытий
Особенности электроосаждения многокомпонентных металлических сплавов
Электролитические железные осадки были впервые получены русскими учеными Б.С. Якоби и Е.И. Клейном еще в 1836 году. В настоящее время электролитическое железнение распространено достаточно широко, главным образом в ремонтном производстве. При этом для восстановления изношенных деталей используются железные покрытия, полученные из сернокислых или хлоридных электролитов, т.е. из водных растворов сернокислого или хлористого железа. Исследованию электролитического железнения посвящено большое количество работ [1...20 и др.].
Сернокислые электролиты обеспечивают высокое качество железных осадков (большую толщину, высокую плотность и твердость, хорошее сцепление с основой), однако все эти качества железных осадков получаются при небольшой рабочей плотности катодного тока. Такое положение способствует невысокой производительности процесса (небольшой скорости роста железного покрытия). Хлоридные электролиты обеспечивают гораздо более высокую производительность электроосаждения железа, так как позволяют использовать весьма большие рабочие токи без заметного ущерба для качества осадков, хотя следует отметить, что осадки, полученные из хлоридных электролитов, все таки по прочностным показателям уступают покрытиям, осажденным из сернокислых электролитов. Благодаря высокой производительности процесса электроосаждение железа из хлоридных электролитов получило в настоящее время наиболее широкое распространение, а качество осадков получаемых при этом повышается за счет использования различных технологических приемов [21... 24].
На свойства электролитического железа влияет не только род электролита, из которого оно осаждается, но условия электролиза, которые могут быть чрезвычайно разнообразны [25...29]. К ним относятся: концентрация компонентов в электролите, различные добавки в электролит, рабочая (катодная) плотность тока, характер электролизного тока (постоянный или переменный), кислотность электролита, температура электролита, интенсивность перемешивания рабочего раствора и др. Подобрав соответствующие режимы электроосаждения можно получить твердые железные осадки требуемой толщины и, тем самым, получить восстановленные детали высокого качества.
Наиболее широко в ремонтном производстве используется хлоридный электролит, содержащий в своем составе 200...250 кг/м двухвалентного хлористого железа и 1,0...1,5 кг/м серной кислоты. Этот, так называемый малоконцентрированный электролит обеспечивает получение плотных железных покрытий, имеющих твердость до 6500 МПа, что соответствует твердости запаленной среднеуглеродистой стали.
Недостатком этого электролита, как и других электролитов на основе хлористого железа, является его высокая рабочая температура (80...90 С). Только при этой температуре в высшей степени проявляются все достоинства железных осадков - высокая твердость и прочность в сочетании с удовлетворительной пластичностью. Однако высокая температура рабочего раствора, близкая к температуре кипения, вызывает быструю окисляемость ванны, что требует ее частой корректировки, а также вызывает выделение большого количества агрессивных и токсичных испарений. Последнее требует специальных, дорогостоящих устройств для эффективной вентиляции производственных помещений, что усложняет и удорожает технологию восстановления изношенных деталей электролитическим железненеим.
Понизить температуру хлоридных электролитов для железнения пытались введением в состав рабочего раствора различных добавок. Так в работах [30...33] сообщается, что исследовались электролиты с органическими добавками, такими как аскорбиновая и янтарная кислоты, трилон «Б» и др. Однако, названные добавки не привели к радикальному решению проблемы понижения рабочей температуры хлоридных электролитов до нормального уровня (комнатной температуры).
В литературе [34, 35] имеются сведения о разработке электролитов на основе органических соединений железа для «холодного» осаждения железных покрытий, как альтернативы традиционных хлоридных электролитов. Например, фенолсульфоновый электролит [34] позволяет вести электролиз при температуре 20...30 С и получать при этом достаточно твердые осадки (до 6000 МПа). Еще более твердые осадки (до 9000 МПа) можно получить при использовании метилсульфатхлоридного электролита [35]. Однако столь высокая твердость железных осадков, полученных из этого электролита, сочетается с недопустимым снижением пластичности, что делает такие осадки неработоспособными. Кроме того, электролиты с органическими добавками отличаются дороговизной и чрезвычайно высокой токсичностью, поэтому они не имеют перспективы практического применения.
Другой путь снижения рабочей температуры хлоридных электролитов -это использование нестационарных режимов электролиза (на переменном токе) вместо стационарных режимов (на постоянном токе). Известно, что использование для электроосаждения железа токов сложной формы приводит к увеличению скорости осаждения покрытий, в том числе и при пониженных температурах, и к повышению их качества. Это связано с особенностями электрохимических процессов в электролизной ванне (особенно в прикатодном пространстве), а также с особенностями процессов на поверхности катода [36...42].
При осаждении железа на постоянном токе количество ионов железа, разряжаемых на катоде, пропорционально величине этого тока, так как электролизный ток - это, по сути, поток катионов металла (железа) в электролизной ванне. Поток ионов водорода, получаемого в результате диссоциации воды, вносит в общую величину катодного тока весьма незначительный вклад.
Процесс формирования кристаллической решетки металла на катоде можно, по-видимому, представить, согласно известной теории кристаллизации металла из расплава, как образование зародышей кристаллов и рост этих кристаллов на зародышах. Каждый из этих процессов в расплаве протекает с различной скоростью в зависимости от степени переохлаждения. При электрокристаллизации, которая проходит при низкой температуре, роль переохлаждения выполняет перенапряжение, т.е. разница между потенциалом катода и равновесным потенциалом выделения твердой фазы из водного раствора.
Электролиты и технология получения легированных железных осадков
Задача определения плотности электроосажденного сплава, таким образом, сводится к определению объема электролитического осадка. Для этого, образец перед нанесением покрытия взвешивали на воздухе и в дистиллированной воде на тонкой подвеске (леске) объемом которой пренебрегали, после осаждения электролитического сплава этот же образец снова взвешивали на воздухе и в воде и находили разность объемов, которая и была равна объему электролитического осадка. По полученным данным рассчитывали его плотность, пользуясь формулой
Прочность сцепления электролитического покрытия определяли по методике, предложенной М.П. Мелковым [4]. По этой методике прочность сцепления определялась по усилию отрыва торца штифта от покрытия, нанесенного на специально подготовленного образца (штифта). Образцы для исследования прочности сцепления электролитического осадка с основой были изготовлены из стали 45 в виде конических штифтов. Под эти штифты были изготовлены специальные втулки из той же стали, штифты и втулки были подвергнуты нормализации для выравнивания и стабилизации структуры. Схема приспособления для испытания электроосажденных покрытий на прочность сцепления с основой представлена на рис. 2.9.
Толщина покрытия, осаждаемого на рабочий торец приспособления была принята не менее 0,5...0,6 мм при диаметре штифта 4 мм. Это было сделано во избежание среза покрытия при растяжении, что возможно при меньшей его толщине. Штифт подгонялся к приспособлению без зазора (притирался). Не подлежащие покрытию поверхности приспособления изолировались перхлорвиниловым лаком ПВХ или резиновым чехлом.
Подготовленные образцы (штифты со втулками) после нанесения покрытий из легированного железа испытывались на растяжение на разрывной машине Р-5 (рис. 2.10). Рис. 2.10. Разрывная машина Р-5
Внутренние напряжения первого рода, возникающие при осаждении на поверхность изделия легировнных железных электролитических покрытий определяли по методу разрезных колец (метод Н.Н. Давиденкова) [137]. В качестве образцов использовали кольца из малоуглеродистой стали (отрезки трубы) наружным диаметром 32 мм, шириной 10 мм, с толщиной стенки 2 мм. На наружные поверхности этих колец, после соответствующей подготовки, наносили легированные железные покрытия различного состава и различной толщины. На боковой поверхности кольца, примерно на середине профиля, наносили две точки (два укола) индентором микротвердометра ПМТ-3 с расстоянием между ними примерно 10 мм. Затем на инструментальном микроскопе БИМ измеряли точное расстояние между этими точками (с точностью до 0,001 мм) и разрезали кольцо между этими точками тонким абразивным кругом. После этого измеряли расстояние между точками на разрезанном кольце и по изменению этого расстояния судили о внутренних напряжениях в кольце (рис. 2.11).
Фазовый состав и параметры субструктуры электроосажденных железных сплавов исследовали на рентгеновском дифрактометре ДРОН-3 с гониометром ГУР-3 (рис. 2.12). Рис. 2.12. Рентгеновский дифрактометр общего назначения ДРОН-3, использованный при исследовании электролитических сплавов на основе железа
Съемка дифрактограмм проводилась с плоских и круглых образцов с электроосажденными железными сплавами на поверхности. Съемка производилась с вращением образцов с частотой 30 мин"1. В качестве эталонов в каждом опыте использовались образцы, аналогичные исследуемым образцам, с покрытием из чистого железа, отожженные в вакууме при температуре 850 С.
При исследовании электроосажденных сплавов использовали рентгеновские трубки с кобальтовым, железным и хромовым Ка - излучением, в зависимости от задач исследования. Расчет и анализ рентгенограмм и определении фазового состава электроосажденных сплавов проводили по известной методике [141... 143].
Остаточные напряжения и блочность структуры в электроосажденных сплавах определяли по методике Г.В. Кудрюмова и Л.И. Лысака. Сумма главных остаточных напряжений 1-го рода подсчитывалась по формул: 5,= A4 = E-ctg(e+Ae), (2.9) где Е - модуль упругости железа (Е=20 ГПа); ц - коэффициент Пуассона (д=0,3); Ad/d - относительное изменение межплоскостного расстояния исследуемого материала; 0 - брегговский угол, соответствующий принятым интерференционным линиям; А0 - изменение брегговского угла за счет остаточных напряжений.
Для определения остаточных напряжений и размеров блоков мозаики использовались линии от кристаллографических плоскостей (ПО), (211) и (220). Расчет остаточных напряжений 1-го рода сводился к рентгенографическому определению А0 (смещения соответствующих линий (пиков) на дифрактограммах относительно их теоретического положения (рассчитанного по справочнику).
Для проведения испытаний на названной машине использовались две схемы настройки образцов: схема «ролик-колодка» и схема «ролик-ролик». Первый вариант позволяет реализовать механизм трения скольжения, вторая -механизм трения качения с проскальзыванием, что охватывает практически все возможные варианты трения в сопряжениях реальных машин. В качестве образцов при первом варианте настройки (рис. 2.15) использовались ролики диаметром 50 мм, на периферийную поверхность которых наносилось электролитическое железное покрытие, легированное различными элементами. Толщина покрытия после механической обработки (шлифования) во всех случаях составляла 0,3 мм. Колодки изготовлялись из стали 45 и подвергались закалке на твердость HRC 48...50.
Схема настройки и образцы для испытания электролитических покрытий на изнашивание при трении скольжения: 1 - ролик; 2 - электролитическое железное покрытие; 3 - колодка (контртело)
Частота вращения ролика, установленного на шпинделе машины трения, составляла 1000 мин"1, усилие прижатия колодки обеспечивалось нагружающим устройством машины и могло составлять максимально 10 МПа (100 кгс/см ). В зону трения по каплям (из капельницы) или фитилем подавалось минеральное масло, причем, в ряде экспериментов в масло добавлялся в небольших количествах (до 15 г/л) мелкий абразив - размолотый кварцевый песок. Кроме того, серия опытов была проведена без смазки, для определения способности покрытия сопротивляться схватыванию. Износ образца и контртела при испытании определяли весовым методом - взвешиванием их до и после испытаний на аналитических лабораторных весах ВЛА-200М с точностью до 0,0001 г. Перед взвешиванием ролик и колодку промывали ацетоном и этанолом и высушивали.
Стойкость легированных покрытий против схватывания и заедания при трении без смазки определяли на той же машине, настроенной по схеме «ролик-колодка». Рабочие поверхности образца (ролика) и контртела (колодки) после установки их на машину тщательно счищали от загрязнений и обезжиривали ацетоном и этанолом. Затем запускали машину и постепенно увеличивали давление на колодку до тех пор, пока не возникало схватывание. Начало схватывания определяли по возникновению полос задира на полированной (блестящей) поверхности образца (рис. 2.16). Кроме того, при схватывании поверхностей образца и контртела машина трения начинала издавать характерный вибрирующий звук, что и служило окончанием испытаний.
Влияние условий электролиза на состав и скорость осаждения железных сплавов, легированных Cr, Mo, WH ТІ
Результаты проведенного эксперимента показывают, что величина катодного тока коренным образом влияет на тонкую структуру электроосажденного железохромистого сплава, причем это влияние весьма специфичное. При повышении плотности катодного тока, при прочих равных условиях электролиза, от -10 до -20 А/Дм наблюдается резкое уменьшение размеров субзерен в железном осадке от 250...300 нМ до 80...100нМ, при дальнейшем повышении плотности катодного тока размеры субзерен практически не изменяются - их размеры составляют те же 80... 100 нМ и при Что касается изменения плотности дислокаций при увеличении плотности катодного тока, то картина здесь прямо противоположная. При увеличении плотности катодного тока до 20 А/Дм плотность дислокаций в кристаллической структуре электролитического осадка практически не изменяется, она составляет , как можно судить уширению пиков a-Fe на дифрактограммах, р2о 1,5 10 см" . При дальнейшем увеличении плотности катодного тока до Dr=50 А/Дм количество дислокаций в структуре железного покрытия интенсивно растет, достигая р5о 7...8 10 см" . Еще большее увеличение плотности катодного тока до 60...70 А/Дм не приводит к увеличению плотности дислокаций в покрытии - их содержание остается постоянным и очень высоким (-8 10 см" ) (рис. 4.5). При этом в покрытии возникают трещины, что свидетельствует о начале разрушения электроосажденного покрытия.
Наконец, повышение плотности катодного тока приводит к монотонному линейному увеличению микроискажений кристаллической решетки железного сплава, от Да/а 0,006 при плотности катодного тока 5 А/Дм2 до Да/а 0,009 при Dk = 50 А/Дм . При дальнейшем увеличении плотности катодного тока микроискажения кристаллической решетки больше не увеличиваются (рис. 4.4).
Таким образом, анализируя полученные результаты можно сделать следующие выводы. По влиянию на субструктуру в плотности катодного тока, используемого для осаждения электролитического железохромистого сплава из холодного хлористого электролита, можно выделить два критических значения: Dk = 20 А/Дм2 и Dk = 50 А/Дм2 . Первое значение соответствует стабилизации размеров субзерен электролитического осадка на уровне примерно Д = 100 нМ и началу роста плотности дислокаций в кристалической решетке. Второе значение соответствует критической плотности дислокаций в покрытии, р 1 10 см" и началу трещинообразования.
По сути, процессы, происходящие в субструктуре при электроосаждении покрытий на основе железа в некотором плане соответствуют процессам, происходящим при наклепе стали. Известно, что в результате пластической деформации поликристаллические тела претерпевают ряд изменений. Зерна наклепанного металла разделяются на ряд отдельных блоков с относительно совершенной решеткой, соединенных искаженными областями границ, в которых сосредоточено большое количество дислокаций и других несовершенств. Размеры этих блоков уменьшаются по мере увеличения обжатия при пластической деформации. При деформировании (наклепе) металла создается предпочтительная ориентация решетки у образовавшихся блоков (т.н. блоков мозаики). Например, при прокатке стали элементарные ячейки вытягиваются вдоль диагонали куба (ПО) по направлению прокатки. В металле, подвергнутом пластической деформации (наклепу) образуются внутренние напряжения. Причиной возникновения этих напряжений является искажение кристаллической решетки, а также неравномерность деформации зерен и изменение их формы. Эти внутренние напряжения играют большую роль в определение свойств деформированного металла.
Испытания мягкой стали после холодной обработки с различными степенями обжатия (т.е. деформации) показывают, что по мере увеличения обжатия, а следовательно и наклепа, возрастает предел прочности этой стали и уменьшается относительное удлинение (т.е. пластичность). Упрочнение в результате наклепа объясняется образованием большого количества дислокаций, которые затрудняют движение друг друга и, тем самым, увеличивают твердость и прочность металла. Все, что препятствует перемещению дислокаций (группы атомов примесей, т.н. «атмосферы Коттрелла», частицы химических соединений, мельчайшие неметаллические включения и т.п.) упрочняют металл.
Явления подобные наклепу наблюдаются и при электрокристаллизации железа с той разницей, что в наклепанном металле возникают внутренние напряжения сжатия, а в электрическом металлической осадке - внутренние напряжения растяжения. Упрочнение электролитического осадка при ужесточении режимов электролиза можно, по-видимому назвать «псевдонаклепом» или «электронаклепом».
В результате электронаклепа прочность металла увеличивается вследствие действия следующих факторов: увеличивается число дислокаций и других дефектов в структуре; искажается кристаллическая решетка металла; уменьшаются размеры субзерен в результате чего затрудняется движение дислокаций, так как границы субзерен оказывают на них барьерное действие, а разориентировка субзерен вызывает изменение направления скольжения дислокаций. В электролитических сплавах возможно также образование субмикроскопических частиц химических соединений (интерметаллидов), имеющих кристаллохимическую (когерентную) связь с кристаллической решеткой основы. Последние особенно сильно упрочняют металл.
Что касается влияния легирующих элементов на субструктуру железных осадков, то данных по этому вопросу в литературе практически нет, поэтому нами был проведен эксперимент, в котором исследовали субструктуру электролитических осадков железа, легированных одинаковыми количествами хрома, молибдена, вольфрама и титана, осажденных на одних и тех же режимах (при одной и той же плотности катодного тока).
Влияние легирования хромом, молибденом, вольфрамом и титаном на твердость и прочность сцепления железных электролитических покрытий
Влияние молибдена и вольфрама на твердость соответствующих сплавов практически одинаково (рис. 4.16). Значительное повышение твердости таких сплавов наблюдается уже при весьма небольшом содержании в них молибдена или вольфрама ( 1,5 %), примерно в 2 раза меньше, чем хрома. Это, как можно видеть по нашим расчетам, является следствием очень высоких значений модулей упругости этих элементов: ЕМо=332 МПа, Ew=352 ГПа (в то время как модуль упругости хрома составляет ЕСг=254 ГПа). Высокие модули упругости Мо и W способствуют сильной блокировке дислокаций в структуре соответствующих сплавов, что и отражается на их повышенной твердости.
Следует отметить, что теоретические зависимости от содержания легирующих элементов в железомолибденовых и железовольфрамовых сплавах практически точно совпадают с экспериментальными зависимостями, что свидетельствует об адекватности разработанной нами теоретической модели. Максимальная твердость, которая может быть достигнута в результате легирования железных осадков составляет 8,5 ГПа (также как и при легировании хромом). Ограничение максимальной твердости сплавов Fe-Mo и Fe-W вызывается теми же причинами, что и у железохромистых сплавов, а именно - растрескиванием электролитических осадков.
Что касается механизма влияния на твердость железных осадков титанка, то он не вполне ясен. Как видно из рис. 4.17, твердость железотитановых осадков, полученная расчетом по выражению (4.16), значительно ниже, чем твердость, определенная экспериментально. Это, по нашему мнению, можно объяснить тем, что при расчете усилия блокировки дислокаций атомами титана, учитывался только модуль титана, значение которого значительно меньше, чем модуль упругости основы сплава-железа (ЕТІ=112 ГПа, против EFe=210 ГПа). При этом предполагалось, что атомы титана слабо удерживают дислокационную линию и она сдвигается с места уже при невысоких внешних напряжениях, т.е. сплав Fei должен обладать невысокой твердостью.
Экспериментальные данные же свидетельствуют об ошибочности этого предположения. По-видимому, в системе железо-титан на силу блокирования дислокаций в значительной степени влияет железо. С учетом этого влияния расчетные зависимости получаются более близкими к экспериментальным (рис. 4.18).
В железотитановых сплавах максимум твердости (-8,5 ГПа) достигается при достаточно большом содержании в них титана 4...5 %. Повышение содержания титана теоретически должно приводить к повышению твердости, однако на практике приводит к растрескиванию осадка. Максимальная же твердость, как и у других сплавов на основе железа не превышает 8,5 ГПа.
Таким образом можно заключить, что твердость электролитических сплавов железо-хром, железо-молибден, железо-вольфрам и железо-титан определяется, главным образом параметрами их субструктуры (размерами субзерен и типом границ между субзернами), а также характеристиками атомов легирующих элементов (размерами атомов и модулем упругости). Легирование значительно повышает твердость железных осадков ( в 1,4 раза), наиболее интенсивно действуют в этом направлении вольфрам и молибден, менее интенсивно хром и титан.
Реализация всех полезных свойств электроосажденных металлических покрытий, в частности железных покрытий, используемых для восстановления деталей машин, возможна только при прочном удержании этих покрытий на стальных поверхностях. Поэтому, прочность сцепления электролитических покрытий с основой является также их важнейшей характеристикой.
Известно, что прочность сцепления железных покрытий с основным металлом определяется режимами электролиза: величиной показателя асимметрии, плотностью катодного тока, температурой и кислотностью электролита и др. Эти режимы предопределяют образование кристаллической решетки электролитического осадка, наличие в ней дефектов и напряжений, т.е. тех факторов, которые влияют на прочность металла. Чем большее жесткие условия электроосаждения, то как было показано выше, тем более напряженным (с большим количеством дефектов искажений) получается электролитическое покрытие, тем более мелкозернистой получается структура и субструктура осаждаемого металла. Все эти факторы определяют как прочность (трещиностойкость) покрытия, так и прочность сцепления покрытия с основой.
Прочность сцепления металла покрытия и металла основы определяется силами притяжения, действующими между атомами на границе между ними. Однако, эти силы могут быть значительно ослаблены некоторыми посторонними веществами, находящимися на соединяемых поверхностях. Поэтому, для высокой прочности сцепления электроосаждаемого покрытия с поверхностью катода необходимо, чтобы последняя была бы металлически чистой (ювенальной).
Известно, что наибольшая прочность сцепления может быть достигнута когда кристаллическая решетка осаждаемого покрытия будет когерентно сопряжена с кристаллической решеткой основы, т.е. будет как бы ее продолжением. Воспроизводство структуры металла возможно в том случае, если параметры решетки основного металла отличаются от параметров решетки покрытия не более, чем на 10... 15 %. При большей разнице этих параметров когерентная связь возможна лишь между отдельными редкими атомами и сцепляемость таких материалов будет весьма слабой.
Опыт восстановления деталей машин электролитическими покрытиями показывает, что прочность сцепления этих покрытий во многом зависит от состояния материала и поверхности основы: от состава стали, от структуры, от вида обработки, от шероховатости и т.д. Стали с высоким содержанием углерода и высоколегированные покрываются электролитическим железом хуже, чем стали низкоуглеродистые и низколегированные. Неоднородные и нестабильные структуры (закаленные, цементованные и т.п.) также плохо покрываются железом. Поверхность, подлежащая покрытию электролитическим железом, должна быть равномерно обработана и должна иметь оптимальную шероховатость - 6...8 мкм.
Известно, что черные металлы на воздухе быстро окисляются, образуя на поверхности окисные (неметаллические) пленки, которые при электроосаждении препятствуют металлическому контакту осадка с основой и проявлению сил межатомного взаимодействия. Поэтому, поверхность катода должна быть свободна от всякого рода окисных и других пленок м должна быть сохранена в таком состоянии до начала электролиза [51, 148, 149].
Наиболее распространенный прием подготовки поверхности катода под осаждение железных электролитических покрытий - это так называемое химическое обезжиривание. Оно заключается в обработке поверхности смесью окиси кальция и окиси магния (в соотношении 3:1) - венской известью с последующей обработкой под током в ванне следующего состава (кг/м ): едкий натр - 50; тринатрийфосфат-8; жидкое стекло - 4; плотность тока - 6 А/дм .
Следующим приемом, широко используемым для увеличения прочности сцепления электролитического железа со сталью, является травление поверхности катода для удаления исходных окисных пленок. Анодное травление в 30 %-ном растворе серной кислоты при плотности тока 20...40 А/дм удаляет с поверхности металла тончайшие пленки окислов и способствует выявлению кристаллической структуры поверхности катода. Одновременно анодное травление пассивирует эту поверхность, что предохраняет ее от окисления в процессе промывки и переноса деталей в рабочую ванну.
