2015年, 第44卷, 第10期　
刊出日期：2015-10-20

  

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膜层技术
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  镁合金微弧氧化过程中电源模式对颗粒掺杂的影响

  欧阳珂宁, 赵景茂, 谢雄, 付文景

  表面技术. 2015, 44(10): 1-6,15. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.001

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  目的 采用含颗粒电解液是目前最常用制备具有更佳性能微弧氧化膜层的方法之一,主要研究微弧氧化过程中颗粒掺杂与电源模式的关系。 方法 在 Y2O3 颗粒质量浓度为 0 ~ 10 g/ L 的电解液中,分别以单极脉冲和双极脉冲电源模式制备一系列微弧氧化膜层,并从表面形貌、表面元素组成、截面形貌及耐蚀性能等方面对膜层进行综合评价。 结果 分散在电解液中的颗粒带有负电荷,在微弧氧化过程中发生电泳现象。 在单极脉冲电源模式下,颗粒受正电吸引而发生定向迁移,在试样附近聚集并且吸附至表面,从而参与下一步的微弧氧化膜层形成过程。 随着电解液中颗粒浓度的提高,分散在微弧氧化膜层表面的 Y2O3 颗粒数量增多,膜层表面的 Y 元素含量增加,膜层变得致密,耐蚀性能因而提高。 在双极脉冲电源作用下,由于电场的交替变化,颗粒难以聚集在试样周围,颗粒的掺杂只能通过随机熔融包覆进行,因而参与到微弧氧化过程中的颗粒数量较少。 结论 颗粒掺杂受电场力影响,在单极脉冲模式下,颗粒的掺杂浓度对膜层的性能影响明显;在双极脉冲电源模式下,负向电流的引入不利于颗粒掺杂至氧化膜层,颗粒的掺杂浓度对膜层的性能影响不明显。
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  化学沉积 Ni-Mo-P 和 Ni-P 镀层退火晶化组织及耐蚀性

  王朋, 刘宏, 吕媛媛, 姜魁经

  表面技术. 2015, 44(10): 7-15. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.002

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  目的 研究化学沉积 Ni-4. 11% Mo-6. 50% P 和 Ni-9. 19% P 合金镀层退火晶化转变特征,通过定量表征镀层的晶化程度、晶粒尺寸及结晶相的质量分数,建立显微组织与耐蚀性的关联。 方法 采用XRD 衍射技术和 Jade 软件分析,定量表征镀层的晶化组织特征,由 SEM/ EDS 测试确定镀层的成分及表面形貌,通过浸泡腐蚀实验及金相显微观察,对比两种镀层的耐蚀性。 结果 Ni-Mo-P 镀层在低于 400 ℃退火时,只有 Ni 相结晶;在≥400 ℃ 退火时,发生 Ni3P 晶化反应,同时伴有 Ni-Mo 固溶体的形成,600 ℃时的晶化程度为 88. 13% 。 相比之下,Ni-P 镀层中 Ni3P 相开始析出的温度降至 300 ℃ ,600 ℃ 时的晶化程度达到 91% 。 在相同温度进行热处理时,Ni-Mo-P 镀层晶粒尺寸小于 Ni-P 镀层。 在发生 Ni3P 晶化反应的温度下,两种镀层中 Ni3P 的晶粒尺寸总是大于 Ni 相。 在 0. 5 mol/ L 的 H2SO4 中,对于 Ni-Mo-P 镀层,除 300 ℃外,其他温度下的热处理均能显著改善其耐蚀性;而对于 Ni-P 镀层,镀态下具有最好的耐蚀性能。 在 10% 的 HCl 溶液中,退火温度为 600 ℃ 时,Ni-Mo-P 镀层的耐点蚀性能更好;而 Ni-P 合金则相反,镀态及低温 200 ℃退火后的耐点蚀性能最好。 结论 Mo 的共沉积提高了 Ni-Mo-P 镀层 Ni3P 的析出温度,降低了镀层的晶化程度及晶粒尺寸;与 Ni-P 镀层相比,高温退火的 Ni-Mo-P 镀层表现出了优异的耐点蚀性能,但耐硫酸均匀腐蚀的性能较差。
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  氧化物颗粒增强 Ni-W-P / Nb2 O5 复合镀层制备及其耐腐蚀性能

  马治, 陈焕铭, 潘凤春, 席丽莹, 林雪玲, 王琴, 吕琼

  表面技术. 2015, 44(10): 16-21,39. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.003

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  目的 对 NdFeB 磁性材料进行表面防护处理,改善其耐腐蚀性能。 方法 利用化学镀方法,在NdFeB 基体材料表面制备氧化物颗粒增强的晶态和非晶态 Ni-W-P/ Nb2O5 复合镀层,对镀层的组织形貌、元素组成分布及物相进行分析,并通过化学腐蚀失重法对耐腐蚀性能进行测试。 结果 当镀液中的次亚磷酸钠含量为 20 g/ L 时,形成了晶态镀层;为 35 g/ L 时,形成了非晶态镀层。 晶态和非晶态 Ni-W-P/Nb2O5 镀层均由胞状突起组成,其中弥散分布着共沉积的 Nb2O5 颗粒。 镀层样品的 XRD 图谱中没有出现与钕铁硼相关的衍射峰。 对于制备的晶态和非晶态复合镀层,镀液中 Nb2O5 质量浓度由 5 g/ L 增加到15 g/ L 时,化学腐蚀速率明显下降;Nb2O5 质量浓度由 15 g/ L 增加到 20 g/ L 时,化学腐蚀速率的下降变得缓慢。 结论 利用化学镀可以在 NdFeB 磁性材料表面制备致密的 Nb2O5 增强 Ni-W-P 复合镀层,且随着 Nb2O5 含量的增加,复合镀层的耐腐蚀性能提高。
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  脉冲偏压对复合离子镀(Ti,Cu)N 薄膜结构与性能的影响

  张臣, 黄美东, 陈泽昊, 王萌萌, 王宇

  表面技术. 2015, 44(10): 22-26. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.004

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  目的 (Ti,Cu)N 薄膜是一种新型的硬质涂层材料,关于其结构和性能的研究报道还较少。 研究脉冲偏压对 (Ti,Cu)N 薄膜结构与性能的影响规律,以丰富该研究领域的成果。 方法 将多弧离子镀和磁控溅射离子镀相结合构成复合离子镀技术,采用该技术在不同脉冲偏压下于高速钢基体表面制备(Ti,Cu)N 薄膜。 分析薄膜的微观结构,测定沉积速率及薄膜显微硬度,通过摩擦磨损实验测定薄膜的摩擦系数。 结果 在不同偏压下获得的(Ti,Cu)N 薄膜均呈晶态,具有(200)晶面择优取向,当脉冲偏压为-300 V 时,薄膜的择优程度最明显。 随着脉冲偏压的增加,薄膜表面大颗粒数量减少且尺寸变小,表面质量提高;沉积速率呈现先增大、后减小的趋势,在脉冲偏压为-400 V 时最大,达到 25. 04 nm/ min;薄膜硬度也呈现先增大、后减小的趋势,在脉冲偏压为-300 V 时达到最大值 1571. 4HV。 结论 脉冲偏压对复合离子镀(Ti,Cu)N 薄膜的表面形貌、择优取向、沉积速率和硬度均有影响。
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  镁合金微弧氧化膜层退除工艺

  李锦妍, 郝建民, 陈永楠, 陈宏

  表面技术. 2015, 44(10): 27-32,45. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.005

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  目的 提出一种镁合金微弧氧化膜层的退除工艺,提高镁合金的二次利用率。 方法 以硝酸、氟化钾、柠檬酸、十二烷基苯磺酸钠(SDBS)及缓蚀剂为组分配制退膜液,设计正交试验,以退除速率、表面粗糙度作为评判标准,优化退膜液配方。 分析退膜液中各组分的作用,研究退膜过程中退膜量与时间的关系,讨论膜层厚度与腐蚀率、表面粗糙度的关系。 采用优化的退膜液对镁合金微弧氧化膜层进行退除,观察表面宏观及微观形貌。 结果 退膜液各组分针对退膜速率和退膜后镁合金基体表面粗糙度的极差由大到小均依次为:R硝酸>R氟化钾>R柠檬酸>RSDBS>R缓蚀剂。 对退膜速率和表面粗糙度影响最大的是硝酸浓度,其次是氟化钾浓度,柠檬酸、SDBS 及缓蚀剂浓度的影响最小。 在整个退膜过程中,膜层退除量与退膜时间并不呈线性关系。 退膜开始阶段及完成阶段,膜层退除量大,退膜速率高;退膜中期,膜层退除量与退膜时间基本呈线性关系,且退膜速率小于初始退膜速率。 XRD 分析显示,退膜后的镁合金表面无残余腐蚀产物。 二次微弧氧化膜层的 SEM 图像显示,微孔结构致密,分布均匀,与一次微弧氧化的膜层无明显差别。 结论 镁合金微弧氧化膜层退除液的最佳配方为:硝酸 90 mL/ L,柠檬酸 8 g/ L,氟化钾 35 g/ L,十二烷基苯磺酸钠 5 g/ L,缓蚀剂 6. 5 g/ L。 该退膜液退膜效果良好,对镁合金基体损伤小,退膜速率快,成本低廉,可用于不合格镁合金零部件微弧氧化膜层的多次退除返修。
表面摩擦与润滑
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  激光加工表面微织构对陶瓷刀具摩擦磨损性能的影响

  刘泽宇, 魏昕, 谢小柱, 华显刚, 洪继伟

  表面技术. 2015, 44(10): 33-39. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.006

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  目的 优选陶瓷刀具表面微织构形貌,以获得减摩性能较好的微织构。 方法 采用摩擦磨损实验,单因素研究微织构对陶瓷刀具摩擦磨损性能的影响。 测定不同形貌织构刀具的表面摩擦系数,对比其表面磨损形貌,并通过有限元分析软件 ABAQUS 对微织构表面摩擦过程进行有限元仿真分析,研究不同织构对刀具应力分布的影响。 结果 在载荷90 N、转速300 r/ min、时间30 min 的条件下进行摩擦磨损实验,无织构刀具表面摩擦系数约为 0. 42;放射状微织构刀具的微织构方向与对磨副运动方向垂直,其摩擦系数最低,约为 0. 35。 有限元仿真分析表明,无织构刀具应力集中出现在对磨副与刀具接触的前沿,约 16. 68 ~18. 19 MPa,应力集中容易引起局部磨损;微织构方向与速度方向垂直时,等效应力值约为21. 96 ~31. 37 MPa,应力分布更为均匀,应力较大值分布在微织构沟槽的两侧,刀具更耐磨。 结论 相比于无织构刀具,加工微织构会使得刀具表面摩擦系数降低,耐磨损性能提高,应力分布更为均匀。
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  灭茬刀火焰喷焊 Fe6 涂层组织及耐磨性能

  张旭, 马跃进, 赵建国, 李建昌, 刘金生, 郝建军

  表面技术. 2015, 44(10): 40-45. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.007

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  目的 解决灭茬刀耐磨性不足,报废更换频繁的问题。 方法 在 Q235 钢基体上采用氧乙炔火焰喷焊技术制备 Fe6 涂层,分析涂层的硬度及微观组织形貌,并与原 65Mn 灭茬刀进行摩擦系数、磨损失重对比试验。 结果 Fe6 涂层与基体之间形成了良好的冶金结合。 涂层组织主要由 Fe-Cr-Ni 固溶体合金相、Cr7C3 相、Cr23C6 相和 Cr2B 相组成,表面硬度平均值在 56. 6HRC 左右,约为 Q235 钢的 2 倍。 Fe6 涂层摩擦系数稳定在 0. 65 左右,约为 65Mn 灭茬刀试样的 2 /3;磨损失重实验进行 3 h 后,Fe6 涂层与 65Mn试样的磨损失重相差 1 倍左右。 结论 经氧乙炔火焰喷焊 Fe6 涂层进行表面强化后的 Q235 钢灭茬刀在硬度、耐磨性等方面得到显著提高,使用寿命可得到有效延长。 该研究为氧乙炔火焰喷焊 Fe6 涂层在灭茬刀耐磨强化与修复上的推广及应用提供了可靠的依据,同时也为其他农业机械关键易磨损零部件的表面强化提供了一定的参考。
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  活性剂 SiO2 对氩弧熔覆钴基硼化物层组织及耐磨性的影响

  丛树林, 柳凤恩, 刘富东, 时海芳

  表面技术. 2015, 44(10): 46-51. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.008

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  目的 证明活性剂 SiO2 的加入能够改善钴基硼化物层的宏观形貌、硬度、耐磨损性能、微观组织结构及物相组成。 方法 以 Q235 钢为母材,Co60 和 B4C 为熔覆材料,SiO2 为活性剂,利用活性氩弧熔覆技术制备 B4C 质量分数为 8% 的钴基硼化物复合涂层。 分析活性剂 SiO2 的加入对熔覆层截面尺寸的影响,并测定熔覆层的硬度,分析熔覆层的微观结构及相组成。 通过磨损试验,对比分析基体、常规熔覆层及活性熔覆层的耐磨损性能。 结果 添加活性剂后,熔覆层的微观组织结构发生了改变,生成的物相增多。 物相分析表明,常规熔覆层含有 Co2B,Mn2B,CrB2 等相,活性熔覆层中除此之外,还含有 W3CoB3,Cr3B4,Cr3C2,Co2SiO4 等新相。 活性熔覆层的硬度为常规熔覆层的 1. 13 倍,耐磨粒磨损、粘着磨损、冲蚀磨损性能分别为常规熔覆层的1. 57,1. 37,1. 49 倍。 结论 添加活性剂 SiO2 后,熔覆层与基体结合更好,微观组织得到细化和均匀化,硬度和耐磨损性能都得到提高。
表面强化及功能化
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  TC4 合金表面微弧氧化制备抗高温氧化涂层

  李洪, 张津, 彭力, 何业东

  表面技术. 2015, 44(10): 52-57,98. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.009

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  目的 寻求最佳的微弧氧化工艺参数,提高钛合金的高温抗氧化性能。 方法 进行 3 因素 3 水平正交试验(3 因素包括电压、氧化反应时间和电解液浓度),通过 XRD 和 SEM 表征微弧氧化涂层的物相和显微结构,采用 650 ℃ ×100 h 循环氧化试验评价涂层的抗高温氧化性能,最终利用极差分析法分析各因素对涂层试样氧化增重的影响主次,并得到最优参数组合。 利用回归分析建立氧化增重与试验各参数之间的数学模型,并分析模型的显著性。 结果 不同工艺参数下制得的微弧氧化涂层表面形貌特征不同,涂层物相以金红石相和锐钛矿相二氧化钛为主。 3 个因素对涂层抗高温氧化性的影响由大到小依次为:电压>时间>电解液浓度。 建立的氧化增重 W 与各参数(电压 V、反应时间 t、电解液浓度 E)间的二次函数方程模型为:W = 0. 008 39(V-396. 6) +0. 1698t-64. 5E-0. 000 108(V-396. 6)2 -0. 0044t2 +700E2 +0. 0017。 结论 最佳参数组合为:电压 480 V,时间 25 min,电解液浓度 0. 04 mol/ L。 通过回归分析得到的氧化增重与各参数间的数学模型显著。
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  SiO2 基激光淬火增吸收涂剂的应用效果

  李刚, 张明, 刘云婷, 张井波

  表面技术. 2015, 44(10): 58-62. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.010

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  目的 提高激光表面淬火中金属对激光的吸收效率。 方法 在 65Mn 钢基体表面分别预涂纯SiO2 骨料涂剂(1#)、SiO2 / Al2O3 质量比为 11:3 的涂剂(2#)及市购某涂剂(3#),采用横流 CO2 激光加工机进行表面激光淬火处理。 对淬火前后的水温值、改性层深度及宽度进行测试,对表面改性层组织及耐磨、耐蚀性能进行表征。 结果 淬火后,硬化区组织为针状马氏体+少量残余奥氏体;过渡区组织为半马氏体+珠光体+铁素体。 涂 1#和 2#涂剂的试样水温变化量最大,△t =22. 9 ℃ 。 涂 1#涂剂的改性层硬度最大,可达到 1171. 5HV,并恰驿耐蚀性能最佳,自腐蚀电流密度为 112. 2 μA/ cm2。 涂 2#涂剂的改性层层深及宽度均最大,分别为 1. 139,7. 2 mm,并恰驿耐磨性最佳,磨损率为 2. 108 mg/ mm2。 结论 SiO2 可作为激光表面淬火增吸收涂剂的骨料,加入适量的 Al2O3 可提高涂剂对激光的吸收效果。
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  基于缝式喷嘴的高硅钢渗硅速率实验研究

  王清, 陈建钧, 相颖杰, 厚康, 何丹

  表面技术. 2015, 44(10): 63-67,85. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.011

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  目的 研究基于缝式喷嘴的 SiCl4 和 N2 混合气体的喷射工艺参数对 CVD 法制备 6. 5% Si 钢渗硅速率的影响。 方法 采用不同的反应温度、SiCl4 气体体积分数、混合气体流量进行渗硅实验,通过扫描电镜、能谱分析、失重比研究这 3 个参数对渗硅速率的影响,并对比分析喷嘴喷射反应气体和均匀气氛对渗硅速率的影响。 结果 缝式喷嘴喷射反应气体能极大提升渗硅速率。 随着温度的升高,渗硅速率不断升高,达到 1100 ℃后,渗硅速率趋于饱和不再有明显变化。 随着 SiCl4 气体体积分数和混合气体流量的升高,渗硅速率均先升高,再逐渐降低,当 SiCl4 气体体积分数为 15% 时,渗硅速率达到最大;当混合气体流量为 1 L/ min 时,渗硅速率达到峰值。 结论 CVD 法制备 6. 5% Si 钢时,采用缝式喷嘴喷射反应气体具有明显的优势,最佳工艺参数为:反应温度 1170 ℃ ,SiCl4 气体体积分数 15% ,混合气体流量1 L/ min。
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  32Cr2Mo2NiVNb 钢盐浴氮化工艺

  高志恒, 付扬帆

  表面技术. 2015, 44(10): 68-73. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.012

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  目的 将盐浴氮化工艺用于 32Cr2Mo2NiVNb 钢的表面处理。 方法 采用盐浴氮化工艺处理32Cr2Mo2NiVNb 钢,通过对金相组织、力学性能、断口形貌、耐蚀性能、高温耐磨性能等的测试分析,研究该工艺对 32Cr2Mo2NiVNb 钢组织和性能的影响,验证该工艺对 32Cr2Mo2NiVNb 钢的适用性。 结果32Cr2Mo2NiVNb 钢盐浴氮化后,基体组织为均匀的细针状索氏体+少量游离铁素体,渗氮层深度约为0. 23 mm,化合物层深度均匀,约为 17 μm,渗氮层疏松度、氮化物、脆性评级均达到 1 级;表面硬度为1011HV0. 3,较氮化前提高 153. 4% ;抗拉强度、拉伸断口形貌均无明显变化,断后伸长率、断面收缩率、冲击吸收能量仅小幅降低;耐中性盐雾时间为镀硬铬试样的 6. 3 倍;经 190 s 高温磨损的表面磨痕细小均匀,磨损失重较镀硬铬试样降低 62. 8% 。 结论 盐浴氮化工艺不损害 32Cr2Mo2NiVNb 钢组织、强度等,仅使塑性、韧性指标小幅降低,相较于镀硬铬工艺,可显著提高 32Cr2Mo2NiVNb 钢的耐蚀性、高温耐磨性,对 32Cr2Mo2NiVNb 钢的工艺适用性良好。
表面失效及防护
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  转向架用 SMA490BW 钢对接接头应力集中系数有限元分析

  何柏林, 魏康

  表面技术. 2015, 44(10): 74-78. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.013

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  目的 分析转向架用 SMA490BW 钢对接接头的应力集中系数,提高转向架焊接接头的超高周疲劳性能,保障高速列车的安全可靠运行。 方法 对转向架用 SMA490BW 钢对接接头的超高周疲劳试样进行有限元建模,应用有限元软件 ABAQUS 计算不同焊趾过渡圆弧半径、焊趾倾角下接头的应力集中系数,并通过 Origin 软件分析建立应力集中系数(Kt)与焊趾过渡圆弧半径(r)、焊趾倾角(θ)的关系。 结果当 r = 0. 2 mm,θ 分别为 10°,20°,30°,40°,50°,60°时,Kt 分别为 1. 391,1. 747,1. 976,2. 263,2. 425,2. 525;当 θ= 30°,r 分别为 0. 2,0. 5,1,1. 5,2,2. 5,3,4 mm 时,Kt 分别为 1. 976,1. 763,1. 535,1. 419,1. 345,1. 306,1. 257,1. 201。 结论 应力集中在对接接头焊趾处较大,r 和 θ 对 Kt 有显著影响。 r 相同时,Kt 随 θ 的增大而增大;θ 相同时,Kt 随 r 的增大而减小。 应力集中系数关系方程对于焊趾处应力集中的改善以及转向架对接接头的超声疲劳试样设计具有指导意义。
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  2,3-二巯基丁二酸对铜的缓蚀性能研究

  赵红冉, 周玉丰, 刘栓, 苏胜培, 余海斌

  表面技术. 2015, 44(10): 79-85. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.014

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  目的 以马来酸为原料制备 2,3-二巯基丁二酸(DMSA),研究 DMSA 对铜在 0. 5 mol/ L NaOH 溶液中的缓蚀作用。 方法 以马来酸为原料,通过加成、消去、加成再水解的方法制备 2,3-二巯基丁二酸,利用红外光谱和质谱对其结构进行表征。 通过静态腐蚀失重实验研究铜在添加不同含量 DMSA 的NaOH 溶液中的腐蚀速度,采用极化曲线和交流阻抗谱技术研究铜在添加不同含量 DMSA 的 NaOH 溶液中电化学行为,并用电子扫描电镜观察铜表面腐蚀形貌。 结果 红外光谱和质谱结合证明,目标产物为DMSA。 铜在 DMSA 质量浓度分别为 0,2. 5,5. 0 g/ L 的 NaOH 溶液中的腐蚀速率分别为 7. 60,3. 25,2. 13μg/ (cm2·h)。 当 NaOH 溶液中 DMSA 的质量浓度为 5. 0 g/ L 时,缓蚀率可达到 94. 92% 。 结论 DMSA在铜表面的吸附能降低水分子的侵蚀,增大铜表面的腐蚀产物膜电阻和电荷转移电阻,属于阳极型缓蚀剂。
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  基于不同优化算法的 HT250 基体再制造工艺参数优化

  赵运才, 杨雷雷, 刘宗阳

  表面技术. 2015, 44(10): 86-92. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.015

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  目的 探讨不同优化算法下 HT250 基体再制造工艺参数的优化效果。 方法 利用 Taguchi 试验设计方法设计 4 因子 3 水平共 18 组试验,通过亚激光瞬间熔技术修复 HT250 基体的表面缺陷,利用响应曲面法(RSM)和 BP 神经网络-模拟退火算法(BPNN/ SAA)对其修复过程的工艺参数进行优化,分析输入功率 P,单次修复时间 t,速度 v 和保护气体流量 G 等 4 个因素对修复后试样抗拉强度的影响,并对不同优化算法的优化效果、准确性和稳定性进行探讨。 结果 HT250 基体修复过程中最优工艺参数为:输入功率 2960 W,持续时间 0. 62 s,速度 6 mm/ s,气体流量 3 L/ min。 在此参数下所获取的修复试样最大抗拉强度为 230. 52 MPa。 结论 抗拉强度受输入功率 P 和单次修复时间 t 影响显著,对其他元素呈弱依赖性。 BP 神经网络-模拟退火算法较响应曲面法更适合对亚激光瞬间熔的工艺参数进行优化。
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  吐温-40 与植酸复配对碳钢的缓蚀作用

  王文峰, 丁芳君, 刘丹婷, 周晓荣, 李建芬

  表面技术. 2015, 44(10): 93-98. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.016

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  目的 提高 0. 5 mol/ L HCl 中植酸对热轧碳钢(HRCS)的缓蚀性能。 方法 用失重法和电化学阻抗法测试植酸、吐温-40 以及复配缓蚀剂的缓蚀效率,从热力学和动力学方面分析复配缓蚀剂的作用机制。 结果 失重法测试表明,植酸和吐温均对热轧碳钢有一定缓蚀作用。 当 293 K,植酸质量浓度为 0. 3g/ L 时,缓蚀效率达到 69. 1% ,在质量浓度为 0. 8 g/ L 时缓蚀效率下降为 9. 6% ;吐温-40 的缓蚀效率随着质量浓度的增大而增大, 0. 8 g/ L 时达到 73. 4% 。 在 0. 5 mol/ L 盐酸中加入 0. 05 g/ L 吐温-40 后,复配缓蚀剂的缓蚀效率随着质量浓度的增加而增大,且优于植酸和吐温-40 单独使用,表现出协同效应。 电化学测试得到了相同的结论,表明复配缓蚀剂在碳钢表面产生自发的 Langmuir 吸附,使碳钢腐蚀反应的活化能增大,是熵减少的放热过程。 结论 吐温-40 和植酸在盐酸中对热轧碳钢的腐蚀有缓蚀协同作用。
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  脉冲电流阴极保护技术在油井套管上的应用

  周好斌, 张涛, 许庆

  表面技术. 2015, 44(10): 99-104. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.017

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  油井套管外腐蚀是套管失效的最主要形式,严重制约了油田的作业和开发。 阴极保护技术已广泛应用于油井套管系统的防腐蚀保护。 实践证明,该技术是目前使用最广泛、最有效的油井套管防腐蚀技术。 然而,基于脉冲电流的阴极保护技术在油井套管中还没有相关应用。 理论研究和模拟实验证明,脉冲电流阴极保护技术具有电流分布更均匀,总电流需求更低,保护深度更深,耗能更低等诸多优点。 通过介绍脉冲电流阴极保护技术的历史、研究进展、应用条件等,对油井套管阴极保护技术进行了综述;探讨了油井套管脉冲电流阴极保护基本参数的影响规律;总结了对该技术保护效果的评价,并对其保护效果进行了展望。
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  十六烷基二甲基乙基溴化铵与 NH4 SCN 缓蚀协同效应

  向云刚, 崔益顺, 谯康全

  表面技术. 2015, 44(10): 105-110. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.018

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  目的 研究十六烷基二甲基乙基溴化铵(CDAB)与 NH4SCN 在硫酸介质中对 Q235 钢的缓蚀协同效应,并探讨其缓蚀机理和性能,以期为工业实际生产提供理论数据。 方法 运用失重法研究 CDAB质量浓度与缓蚀率的关系,通过失重法、动电位极化曲线法和交流阻抗法分析 CDAB 与 NH4SCN 复配后的缓蚀率和缓蚀机理。 结果 仅添加 CDAB 时,缓蚀率随着 CDAB 质量浓度增大而增大,但缓蚀性能并不显著,当质量浓度为 10 mg/ L 时缓蚀率仅为 85. 07% ;当 CDAB 与 30 mg/ L 的 NH4SCN 复配后,缓蚀率显著提高到 96. 73% ,能有效抑制 Q235 钢在 0. 5 mol/ L 硫酸介质中的腐蚀。 极化试验结果显示,该复配缓蚀剂是一种以控制阳极反应为主的混合型缓蚀剂,缓蚀率随 CDAB 质量浓度增大而增大,与交流阻抗法、失重法试验结果相一致。 复配缓蚀剂在 Q235 钢表面的吸附服从 Langmiur 吸附等温模型,吸附吉布斯自由能 △G0 = -48. 33 kJ/ mol,为自发吸附。 结论 CDAB 与 NH4SCN 在 0. 5 mol/ L 硫酸介质中具有优异缓蚀协同效应,能有效抑制腐蚀介质对 Q235 钢在的腐蚀,复配缓蚀剂具有较高的缓蚀率。
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  酸性土壤中接地网牺牲阳极阴极保护法研究

  杜鹏, 刘欣, 郜友彬, 李多生, 裴锋, 刘光明, 田旭, 蒋磊

  表面技术. 2015, 44(10): 111-116. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.019

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  目的 提高牺牲阳极的阴极保护法在酸性土壤中对接地网的防腐能力,分析牺牲阳极阴极保护法在酸性土壤中应用的技术要点,总结保护效果优化措施。 方法 设计牺牲阳极模拟系统,模拟地网面积为 3. 52 m2,保护电流设计为 35. 2 mA,对 Q235 碳钢和镀锌钢两种常用接地材料的接地电阻、保护电位及保护电流进行研究。 结果 该方法对镀锌钢保护较好,保护电位均低于-0. 95 V;对 Q235 碳钢保护较差,保护电位部分高于-750 mV,且波动较大,最大波幅可达 201 mV。 系统运行中,计算得出保护电流在降雨量较大时最高可达30. 75 mA,降雨量较小时最低为11. 89 mA,均低于设计值。 结论 由于阳极处砂石较多、土壤电阻率高,阳极不能完全释放电流。 其次,土壤保水性差,电阻率波动大,系统运行不稳定也抑制了保护效果。 酸性土壤盐基性离子大量淋失,土壤电阻率普遍较高,且受降雨扰动较大,牺牲阳极工作效率较低且稳定性差。 需采用适当提高保护电流、降低阳极区土壤电阻率、优化阳极设计工艺参数等措施以达到良好的保护效果。
表面质量控制及检测
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  机构运动形式对圆柱面表面形貌影响的实验研究

  程仲点, 姚蔚峰, 郑斌, 陈芝向, 袁巨龙

  表面技术. 2015, 44(10): 117-123,131. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.020

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  目的 在自行研制的双平面方式圆柱外圆加工设备上,分析不同运动形式对圆柱面表面形貌的影响,以提高其工作性能,延长其工作寿命。 方法 在上研磨盘、下研磨盘、偏心轮和外齿圈的转速大小恒定的条件下,对不同的运动形式进行研究,观察加工前后圆柱面的宏观形貌和微观形貌,并进行比较。结果 当上研磨盘、下研磨盘、偏心轮和外齿圈同时转动时,加工后的圆柱面宏观形貌没有明显的划痕和加工纹路,表面形貌最好,表面粗糙度为 0. 124 μm;当偏心轮和外齿圈转动,其他不转动时,加工后的圆柱面存在最明显的条纹状加工纹路和划痕,表面形貌最差,表面粗糙度为 0. 171 μm。 结论 在运动形式和转速组合的设计时,应使加工轨迹均匀分布,尽量增加圆柱面圆周方向的材料去除,减少圆柱面轴线方向的材料去除,选择合理的比例有助于改善圆柱面的表面质量。
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  汽车用钢板表面粗糙度测试方法研究

  罗五四

  表面技术. 2015, 44(10): 124-131. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2015.10.021

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  目的 为了满足汽车制造钢板选材和规范汽车钢板进厂检验评价的需求,总结国内外表面粗糙度测量标准的特点,通过与国内外试验室开展比对试验,在积累大量测试数据的基础上,制定出一种汽车板表面粗糙度检测试验方法。 方法 针对汽车材料试验室钢板表面粗糙度测试的实际需求,设计完整的规范仪器测量条件设置和评价条件选择内容,制定测量汽车板表面粗糙度的 100 mm×100 mm 正方形试样上的编号、轧向标注和具体测量位置图,规范测试位置;提出试样制备要求;描述关键测试流程要求,形成一套方便测试现场使用的标准化作业程序。 结果 汽车用毛化冷轧板的表面结构,决定了取样长度分别为 0. 8 mm 和 2. 5 mm 时,表面粗糙度测量值相差不大;热轧板的表面粗糙度测量值,符合随取样长度的增大而增大的规律。 结论 该试验方法是与 ISO 国际标准接轨、突出现场实用性,可在汽车行业通用的汽车板表面粗糙度检测试验方法。