2016年, 第45卷, 第5期　
刊出日期：2016-05-20

  

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专题——2020 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  类金刚石薄膜在人工关节摩擦配副表面改性的应用

  表面技术. 2016, 45(5): 1-7. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.001

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  关节置换术是目前治疗关节疾病最直接、有效的手段，随着国民经济的增长，人工关节在我国的需求量不断增加。介绍了常见人工关节的类型及特点，以及目前用于提高人工关节摩擦副表面耐磨损性及耐腐蚀性的方法，通过比较发现，类金刚石（DLC）薄膜在提高人工关节耐磨损、耐腐蚀性能方面具有更好的应用前景。阐述了 DLC 薄膜结构、性能及其制备方法，并结合目前 DLC 薄膜在人工关节摩擦配副表面改性中应用所面临的主要问题，介绍了目前用于降低 DLC 薄膜内应力、增加 DLC薄膜/基体结合力的方法。最后，针对 DLC 薄膜应用于人工关节摩擦配副表面改性中存在的缝隙腐蚀及结合失效问题，并结合人工关节体内服役环境特点，提出了利用金属离子催化人工关节摩擦配副表面吸附蛋白的变性、分解，形成致密生物薄膜，对 DLC 薄膜的磨痕和缺陷进行修复的思想，展望了新型 DLC 薄膜在人工关节表面改性中的应用前景。
专题——2024 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  植入体微纳结构表面制备及生物相容性研究综述

  表面技术. 2016, 45(5): 8-18. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.002

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  生物医用钛合金植入体与骨细胞结合能力差一直是医学界面临的难题之一，表面形貌作为影响植入体生物相容性的重要因素，受到国内外学者的广泛研究。针对植入体表面微纳结构的国内外研究现状进行了叙述，重点介绍了植入体表面的微米结构、纳米结构、微纳米多级结构的制备及其对生物相容性的影响。综述表明：植入体表面合适的微米结构或纳米结构对细胞的行为表现出积极作用，能够增加植入体的生物活性和生物相容性；兼具微米与纳米多级结构表面的种植体表现出微米结构和纳米结构的协同效应，相对于单一的微米或纳米结构，能更好地促进骨整合。最后，针对医用钛合金植入体表面结构研究中存在的一些问题，指出了植入体表面结构的研究趋势。
专题——2028 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  批量热浸镀锌工艺机理的研究现状

  赵晓军

  表面技术. 2016, 45(5): 19-25. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.003

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  热浸镀锌是钢铁材料户外长效防护的最佳选择。传统的调整参数、试加合金等“试错法”难以满足现代制造业的发展，故全面、完整的热浸镀锌机理研究已迫在眉睫。针对我国批量热浸镀锌产量大、重经验轻理论、技术落后、污染严重等特点，从镀层的形成机理、镀层的合金化机理、锌浴液态特征等方面综述分析了批量热浸镀锌工艺理论的研究现状和不足，指出了基体和锌浴界面之间的相互作用、合金元素添加的可预测性、浸镀后表面粘附锌液层的结晶、锌浴液态特征等研究的重要性。建议从以下几个方面完善热浸镀锌机理：加强基材离开锌浴至冷却结晶结束这一阶段镀层组织结构的演变研究；在研究镀层合金化机理的同时， 注重合金化镀层的应用推广，尤其是加强低合金高强钢的热浸镀锌研究；重视并加强锌浴表面张力、流动性、结晶特性的液态特征研究和数据积累；在形层机理研究的基础上， 结合工艺参数进行镀层的预设计及镀层预控制研究。
专题——2030 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  不锈钢在海水中阴极保护研究现状

  杜敏

  表面技术. 2016, 45(5): 26-32. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.004

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  不锈钢在海洋环境中， 钝化膜易被破坏， 从而发生局部腐蚀。阴极保护是海洋工程中有效、可靠的常用保护手段，能够对不锈钢形成有效保护。综述了不锈钢在海水环境中的阴极保护发展现状，发现阴极保护不仅能避免局部腐蚀的发生，对已发生的点蚀、缝隙腐蚀也具有良好的抑制作用，但是不同的阴极保护电位对不锈钢基体和钝化膜存在影响。 当阴极保护电位过正时，无法对基体形成有效保护； 随着保护电位负移，在一定范围内可以对不锈钢形成有效保护，有利于保持钝化膜的完整； 保护电位过负时，则会发生析氢反应，有出现氢致开裂的风险，钝化膜还存在活化的风险， 会导致均匀腐蚀的发生。目前，大量研究只是确定不锈钢在某一环境中的电位保护范围，但保护电位范围跨度一般比较大，在实际实施保护的过程中， 对施加电位的选择仍没有一个明确的标准。
专题——2033 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  石墨烯增强铜基复合材料的研究进展

  表面技术. 2016, 45(5): 33-40. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.005

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  石墨烯由于独特的结构和优异的性能，成为复合材料中最具吸引力的碳质材料增强体。系统介绍了近年来石墨烯增强铜基复合材料的制备方法以及国内外相关研究现状。针对石墨烯表面润湿性和分散性差的问题，概述了石墨烯表面改性的方法及相关研究进展，提出了利用稀土对石墨烯进行表面改性的可行性。总结了目前石墨烯增强铜基复合材料研究中存在的主要问题，并对今后石墨烯增强铜基复合材料的研究方向及发展趋势进行了展望。
专题——2041 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  改善钢铁材料摩擦学行为的表面织构研究现状

  马永, 唐宾

  表面技术. 2016, 45(5): 41-50. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.006

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  钢铁材料广泛应用于诸多工程领域，但其耐磨性差，源于材料表面的摩擦会引起磨损损伤、阻力大、噪声污染等问题，从而导致材料损伤或失效，影响部件局部或整体的正常使用。在材料表面形成表面织构可有效实现减摩/抗磨、减阻、降噪的效果，从而达到改善钢铁材料摩擦学行为的目的。综述了表面织构在改善钢铁材料摩擦学行为方面的研究现状，对钢铁材料表面减摩/抗磨、减阻和降噪表面织构的设计与研究进行了分析与比较，简要阐述了相关机理。干摩擦和润滑条件下，表面织构通过发挥捕捉磨屑、储存润滑剂、流体动压润滑的作用来实现减摩/抗磨；与流体和空气摩擦时，表面织构通过产生二次涡达到减小表面与流体/空气接触面积等作用实现减阻和降噪。最后，展望了能够改善钢铁材料摩擦学行为的表面织构的相关研究思路和方法。
专题——2045 年度国家自然科学基金项目研究进展
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  飞机腐蚀损伤构件喷丸强化后的表面残余应力场

  程秀全, 陈志超

  表面技术. 2016, 45(5): 51-55. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.007

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  目的 研究喷丸方式、飞机构件腐蚀损伤表面形状参数对受喷表面残余应力场的影响。 方法 以7075 铝合金腐蚀损伤飞机构件为研究对象， 采用玻璃弹丸作为喷丸介质，通过 Abaqus 软件建立随机多弹丸有限元模型，获得固定方向喷丸和固定角度喷丸两种喷丸方式下以及不同损伤表面几何形状参数下的表面残余应力场，并通过试验进行验证。 结果 采用固定角度喷丸能够获得比较均匀的表面残余应力场，而固定方向喷丸时， 损伤构件表面不同部位的残余应力存在明显差异。 结论 在其他参数不变的情况下，弹丸入射角越小，残余压应力越大。应尽量采用垂直撞击方式进行喷丸处理，喷丸处理前清理腐蚀产物时， 应形成较为平缓的损伤面过渡区域。
专题——海上油气开发过程中的腐蚀与防护技术
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  CO2 分压对碳钢海底管道 CO2/H2S 腐蚀的影响

  胡丽华, 常炜, 余晓毅, 田永芹, 于湉, 张雷, 路民旭

  表面技术. 2016, 45(5): 56-61. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.008

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  目的 研究 CO2 分压对 CO2/H2S 腐蚀的影响规律，为海底管道材料的选择提供参考依据。方法 采用高温高压反应釜进行腐蚀模拟实验，对腐蚀前后的试样进行称量，计算腐蚀速率。通过 SEM观察腐蚀产物膜形貌，通过 XRD 分析腐蚀产物膜成分。 结果 当 CO2/H2S 分压比较高（1200）时，CO2 分压为 0.3、 0.5、 1.0 MPa 对应的腐蚀速率分别为 1.87、 3.22、 5.35 mm/a，随着 CO2 分压升高，腐蚀速率几乎呈线性增大趋势。当 CO2/H2S 分压比较低（200）时， CO2 分压为 0.3、 0.5、 1.0 MPa 对应的腐蚀速率分别为 3.47、 3.64、 3.71 mm/a， CO2分压变化对腐蚀速率的影响并不显著。 当 CO2/H2S 分压比较高（1200）时，腐蚀产物以 FeCO3为主，腐蚀受 CO2 控制；此时低 CO2分压下的腐蚀产物膜较完整致密，高 CO2 分压下的腐蚀产物膜局部容易破裂，对基体保护性下降，因此腐蚀速率随 CO2分压升高而增大。 当 CO2/H2S 分压比较低（200）时，腐蚀产物以 FeS 为主，腐蚀受 H2S 控制；此时在不同 CO2分压条件下， 腐蚀产物均较完整致密， 因此腐蚀速率相对较低，并未随着 CO2 分压升高显著增大。 结论 CO2 分压对 CO2/H2S 腐蚀速率的影响与 CO2/H2S 分压比密切相关，海底管道材料选择不仅要考虑 CO2分压的影响，还要考虑 CO2/H2S 分压比的影响。
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  海底管道腐蚀产物对缓蚀剂效率的影响

  余晓毅, 常炜, 胡丽华, 张雷, 路民旭

  表面技术. 2016, 45(5): 62-66. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.009

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  目的 研究海底管道中的腐蚀产物对缓蚀剂效率的影响，对海底管道运行过程中缓蚀剂的使用提出建议。 方法 采用高温高压反应釜模拟现场作业条件进行 CO2 腐蚀实验，采用失重法测定海底管道钢试片的全面腐蚀速率，采用扫描电子显微镜观测试片微观表面形貌，实验评价已发生腐蚀试片和清除腐蚀产物试片的全面腐蚀速率和缓蚀剂效率。 结果 在经过 CO2预腐蚀并覆盖腐蚀产物膜后，高效缓蚀剂 H 的缓蚀效率为 75%，低于直接作用于裸钢时的缓蚀效率 90%。清除腐蚀产物后，缓蚀剂 H 的效率为 80%，比未清除前的缓蚀效率有所提高，低于常用的缓蚀剂效率设计值 85%，且试片的全面腐蚀速率有所降低。 结论 在海底管道投产后，应避免初期缓蚀剂加注不当或不足发生的 CO2腐蚀，如果通过铁离子含量检测等方法已检测发生比较严重的 CO2 腐蚀，应及时采取清管和后续预膜措施，必要时应及时调整缓蚀剂加注剂量或缓蚀剂类型。
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  杂散电流对海底管道表面电位影响预测方法研究

  余晓毅, 常炜, 于湉, 黄一, 宋世德, 尚世超, 胡尧

  表面技术. 2016, 45(5): 67-71. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.010

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  目的 外加电流阴极保护技术逐渐应用于船舶和海洋结构物防腐领域，但随之而来的杂散电流很可能使平台附近的海底管道本身或者其牺牲阳极阴极保护系统产生电化学腐蚀， 缩短海底管道使用寿命，甚至破坏管道本身结构而造成严重的生产事故， 因此需要预测外加电流阴极保护系统对附近海底管道及其牺牲阳极阴极保护系统可能造成的不利影响。方法 提出一种基于边界元法的预测海底管道杂散电流影响的数值模拟方法，建立包括域内控制方程和对应的边界条件的数学模型， 可以计算得到海底管道受杂散电流影响区域的位置和范围，并且得到受影响区域表面保护电位的分布情况。 结果 通过实验室海底管道模型杂散电流试验测量结果与数值模拟结果进行比较，验证该方法预测海底管道杂散电流影响的准确性，数值模拟仿真结果与试验测量结果最大误差百分比约为 1.7%，平均误差百分比小于 0.2%。数值模拟计算结果准确地预测了海底管道模型表面保护电位分布情况，预测了导管架平台模型外加电流阴极保护系统对海底管道模型杂散电流的影响情况。结论 使用的边界元阴极保护数值模拟技术可以准确预测海底管道杂散电流的影响情况，为海底管道杂散电流影响预测研究提供了有力工具。
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  高 CO2分压环境超级 13Cr 的腐蚀行为

  冯桓榰, 邢希金, 谢仁军, 何松

  表面技术. 2016, 45(5): 72-78. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.011

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  目的 研究超级 13Cr 钢在高 CO2 分压条件下的腐蚀行为并评价其耐腐蚀能力，为存在类似工况的气田选材提供参考。 方法 模拟东方气田腐蚀环境（141 ℃， CO2分压 27.9 MPa），通过高温高压腐蚀挂片实验和电化学实验对超级 13Cr 开展腐蚀行为研究。 结果 在东方气田高 CO2分压腐蚀环境下，挂片腐蚀试验表明，超级 13Cr 的腐蚀形式为全面腐蚀，其均匀腐蚀速率为 3×10-3 mm/a；电化学分析表明，13Cr 不锈钢的自腐蚀电位（-0.785 V）和点蚀电位（-0.301 V）较超级 13Cr 不锈钢的（-0.580 V， -0.139V）有明显负移，而自腐蚀电流密度和维钝电流密度明显更大。 结论 高 CO2分压条件下，超级 13Cr 可满足气田油套管使用要求，超级 13Cr 不锈钢的耐蚀性能和抗点蚀敏感性均强于 13Cr 不锈钢。
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  超临界 CO2 环境 13Cr 材质腐蚀行为研究

  邢希金, 谢仁军, 马岩, 刘书杰

  表面技术. 2016, 45(5): 79-83. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.012

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  目的 我国南海西部东方气田高温高压，气层温度高达 141 ℃， CO2体积分数高达 50%， CO2分压值高达 27.9 MPa，井下 CO2处于超临界状态，通过模拟井下环境腐蚀实验为该气田选择合适的井下防腐材质。 方法 室内模拟地层水离子组成与含量，利用高温高压 FCZ 磁力驱动反应釜，选取中国产和日本原产的 13Cr 钢在东方气田超临界 CO2环境进行防腐实验研究，腐蚀前对两种不同产地的金属材料进行化学成分与金相组织对比，腐蚀后对实验样品进行微观观察。 结果 模拟实际气田井下超临界CO2 条件实验结果表明，无论是液相还是气相状态， 13Cr 马氏体不锈钢均未发生点蚀现象，且均匀腐蚀速率低于 0.0013 mm/a，腐蚀产物晶粒均匀，结构致密。 结论 证实了两种不同产地的 13Cr 钢在东方气田井下超临界状态下的耐蚀性能相当。考虑高压气井气体流速及地层出砂的影响，探讨了 13Cr 马氏体不锈钢在超临界 CO2 气井中的使用条件，为减少流速与出砂对腐蚀产物膜的破坏，应在实际生产中合理限制产能以降低流速，采取必要的防砂措施减小对油管壁冲刷。
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  L80 油管钢在 CO2/H2S 环境中的腐蚀行为

  林海, 许杰, 幸雪松, 范白涛, 杨进, 王晓鹏

  表面技术. 2016, 45(5): 84-90. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.013

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  目的 研究 L80 油管在 CO2/H2S 环境中的腐蚀行为。 方法 利用扫描电镜（SEM）、 EDAX 能谱分析 L80 油管内壁腐蚀产物形貌特征和化学组成，采用高温高压反应釜，以实际油水分离的水样为腐蚀介质进行模拟实验，研究原油含水率、 CO2/H2S 分压和温度对 L80 油管腐蚀速率的影响规律。结果 在 CO2/H2S 环境中， L80 油管内壁呈现明显的局部腐蚀特征，部分表面点蚀坑深度超过 100 μm，形成 FeS、 FeCO3 等腐蚀产物。随着含水率的增加， L80 油管腐蚀速率逐渐增大，含水率为 30%时的腐蚀速率为 0.0377 mm/a，含水率为 100%时的腐蚀速率为 0.0952 mm/a。 CO2 分压不变时，随着 H2S 分压的增加， L80 钢的腐蚀速率增大， H2S 分压为 0.04 MPa 时的腐蚀速率为 0.0377 mm/a， H2S 分压为 0.3MPa 时的腐蚀速率为 0.0952 mm/a； H2S 分压不变时，随着 CO2 分压的增大， L80 钢腐蚀速率变化不明显且腐蚀速率较小。随着温度的升高，腐蚀速率先以较大幅度增大，再以较小幅度减小，从 40 ℃增加至 100 ℃时，腐蚀速率由 0.0083 mm/a 升至 0.1264 mm/a， 100 ℃左右时的腐蚀速率最大， 120 ℃对应的腐蚀速率为 0.106 mm/a。 结论 L80 油管在 CO2/H2S 环境中以均匀腐蚀和局部点蚀为主。 L80 油管腐蚀速率对 H2S 分压比 CO2分压更敏感， CO2分压增大促使具有良好保护性的 FeCO3保护膜的形成，降低了腐蚀速率。温度升高至一定范围，导致碳酸盐等难溶性盐溶解度降低，并覆盖在钢表面形成保护层，从而使腐蚀速率下降。
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  L80 钢在 CO2/H2S 腐蚀环境中的力学特性

  林海, 许杰, 范白涛, 张羽臣, 王桂萍, 霍宏博, 殷启帅

  表面技术. 2016, 45(5): 91-96. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.014

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  目的 研究 L80 钢在 CO2/H2S 环境中的力学特性。 方法 利用微机控制慢应变速率拉伸试验机，对特定腐蚀条件下的 L80钢试样进行拉伸实验，分析各因素对 L80钢力学特性的影响变化规律。结果 在CO2/H2S 环境中，随着含水率的增加， L80 钢的屈服强度、抗拉强度、延伸率均下降， L80 钢拉伸曲线出现劣化。 随预拉应力的增大， L80 钢的屈服强度变化不明显，而抗拉强度和延伸率降低，当预拉应力超过 0.8σs时， L80 钢的腐蚀速率显著增加，表现出较强的应力腐蚀敏感性；随着 H2S 分压的增加，L80 钢的力学性能发生劣化，表现出氢脆敏感性，而受 CO2分压的影响不明显；温度升高导致 L80 钢的拉伸曲线出现了轻度劣化，延伸率和屈服区宽度小幅降低，但抗拉强度变化不大。 结论 L80 钢在CO2/H2S 环境中的力学特性受温度、 CO2 分压影响程度小。含水率和预拉应力的增大降低了 L80 钢的力学韧性，预拉应力的存在使 L80 腐蚀速率加快，缩短了耐腐蚀寿命。 L80 钢的力学性能对于 H2S 分压较对 CO2分压更为敏感，试样的断裂是机械拉力和应力腐蚀共同作用的结果。
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  渤海油田井下管柱 CO2 腐蚀规律与防腐选材现状

  林海, 许杰, 范白涛, 闫伟, 袁伟伟, 韩耀图

  表面技术. 2016, 45(5): 97-103. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.015

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  随着渤海油田的快速发展， CO2 腐蚀成为阻碍油气田开发的关键因素之一，由 CO2 引起的油气井管材腐蚀破坏问题日益严峻，严重影响井下管柱的使用寿命，制约着渤海油田降本增效的发展目标。综述了 CO2 对井下管柱的腐蚀机理及影响因素，总结了渤海油田中油气产量较高区块的 CO2腐蚀情况及防腐选材研究现状，针对性调研了绥中 36-1、埕北等 10 个油田的生产井的 CO2 分压、温度分布及腐蚀情况，探讨了渤海油田水介质、 pH 值、 CO2分压、温度对 CO2腐蚀的影响规律。结果表明 CO2分压小于 0.023 MPa 时，碳钢油管未发现严重腐蚀；当 CO2 分压超过 0.2 MPa 时，井下管柱腐蚀破坏率迅速增加， CO2分压为 0.3 MPa 时，碳钢油管腐蚀比例约为 19.15%，这和理论研究一致。在渤海油田油气开发生产过程中，各种因素可能同时出现，并相互作用，加剧管材的 CO2 腐蚀。合金元素 Cr能显著提高油套管的抗腐蚀性，低 Cr 钢具有良好的耐腐蚀性能和经济性，未来低 Cr 油套管在渤海油田的适应性评价需要开展进一步的研究。
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  渤海某油田 F 井旁路管腐蚀失效研究

  王晓鹏, 王啸, 修海媚, 谭才渊, 杨进, 殷启帅

  表面技术. 2016, 45(5): 104-110. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.016

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  目的 旁路管腐蚀现象在渤海油田时有发生，以渤海某油田 F 井为例，研究该油田旁路管腐蚀机理，指导该油田旁路管选材，确定该油田的防腐方向与措施。 方法 基于对管材腐蚀的初步分析，通过扫描电子显微镜、拉伸强度试验机、 X 射线衍射仪等仪器，对 F 井已发生腐蚀的旁路管进行理化性能分析、金相显微分析、腐蚀产物 XRD 分析以及腐蚀产物能谱分析。 结果 化学成分方面， 1#、 2#、3#旁路管的原化学成分均满足 API Spec 5CT 的要求；力学性能方面， 1#旁路管抗拉强度和屈服强度略低于标准要求， 2#、 3#旁路管的力学性能均满足 API Spec 5CT 的要求；腐蚀产物方面， 1#、 2#、 3#旁路管腐蚀产物主要由 Fe、 C、 O、 S、 Ca、 Mn 组成，以铁的氧化物为主，硫化物次之，其中 C、 O、 Ca元素应来源于环境介质，少量的 Ti 元素可能来源于周围的接触金属。 对于腐蚀所生成化合物， 1#旁路管主要为铁氧化物，其中所含的 Ca2Fe2O5 来源于地层中的沙土或矿石； 2#旁路管外壁腐蚀产物为典型铁锈成分，以铁的氧化物为主，存在少量 FeO(OH)，该物质不稳定，在空气中暴露后易形成铁的氧化物。 结论 F 井旁路管腐蚀属于冲刷腐蚀和电偶腐蚀。
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  超出海上油套管选材图版的防腐设计实验研究

  张海山

  表面技术. 2016, 45(5): 111-117. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.017

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  目的 东海 A 气田开发储层流体中 CO2分压约 1.85 MPa，温度在 150 ℃左右。井下腐蚀环境已超出中海油选材图版的应用范围，因此应进行防腐模拟实验研究，为优选油套管材质提供依据。 方法 应用失重法在高温高压动态反应釜中进行高温高压动态腐蚀模拟测试，选择油气田开发中高防腐油套管常用的普通 13Cr、超级 13Cr、 22-25Cr 双相不锈钢 3 种材质试样，测试不同材质油套管井下的腐蚀速率。 结果 CO2分压 2.0 MPa 下， 130 ℃时 3 种材质均未发现局部点蚀，温度升至 150 ℃时，超级 13Cr和 22-25Cr双相不锈钢表现为均匀腐蚀，普通 13Cr材质出现了点蚀，点蚀速率为 0.6413 mm/a，明显超过了腐蚀控制线； 150 ℃下，随着 CO2分压的增加，腐蚀速率增加，但分压达到约 2.0 MPa 后，腐蚀速率增加减缓，并且出现下降趋势。 结论 从井底开发储层到地面，温度逐步降低，根据实验结果，东海 A 气田开发设计组合油套管的方式防腐，深部温度高于 130 ℃位置的油套管应用超级 13Cr材质，上部温度低于 130 ℃位置的油套管应用普通 13Cr 材质，以降低成本。
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  压裂管柱中陶粒对滑套球座影响

  刘景超, 刘超, 王晓

  表面技术. 2016, 45(5): 118-122. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.018

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  目的 防止陶粒对滑套球座产生破坏。 方法 利用有限元软件 LS-DYNA 对陶粒冲击滑套球座进行建模，分别改变陶粒与滑套球座表面涂层之间的摩擦系数、滑套球座涂层的厚度、陶粒的粒径、陶粒的速度和陶粒速度相对于滑套球座表面的角度，通过仿真结果观察参数变化对滑套球座表面应力的影响。 结果 随着陶粒和球座之间的静摩擦系数由 0.1 增加到 0.4，球座的最大表面应力由 1.67 GPa增加到 2.33 GPa。随着球座表面涂层厚度由 3 μm 增大到 6 μm，球座的最大表面应力由 2.05 GPa 减小到 0.89 GPa。随着陶粒粒径由 50 μm 增加到 80 μm，球座的最大表面应力由 1.67 GPa 增加到 3.63 GPa。随着陶粒速度由 24 m/s 增加到 96 m/s，球座的最大表面应力由 0.96 GPa 增加到 2.42 GPa。随着陶粒和球座表面之间的夹角由 15°增加到 60°，球座的最大表面应力由 1.67 GPa 增加到 4.12 GPa。 结论 压裂液的性能会影响陶粒和球座之间的摩擦系数，进而影响球座的表面应力大小。球座的表面涂层厚度适当增大可以降低其表面的最大应力，压裂液中陶粒的直径越大，单个陶粒对球座造成的冲击应力越大。可以通过设计使滑套球座表面与中心线的夹角尽量小，以减小球座的最大表面应力。施工排量的增大会加剧球座的破坏。
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  功能单体对弹性外墙乳胶漆耐洗刷性影响研究

  仇鹏

  表面技术. 2016, 45(5): 123-127. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.019

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  目的 高弹性外墙乳胶漆的耐洗刷性能。 方法 分别使用有机硅 A-171、 AAEM（乙酰乙酸基甲基丙烯酸乙酯）、 GMA（甲基丙烯酸缩水甘油酯）、 TMPTMA（三羟甲基丙烷三甲基丙烯酸酯）等功能单体并选择加入方式对丙烯酸乳液进行改性，对所得的一系列乳液样品配制乳胶漆，进行涂层耐洗刷性等应用性能的测试。 结果 随着有机硅 A-171 单体用量的提高，乳液成膜性能变差，且涂层耐洗刷性保持在 820~830 次。 当 AAEM 质量分数大于 0.5%时，涂层耐洗刷性大于 1000 次；当 AAEM 质量分数超过 1.5%且 2.5 h 后加入时，乳液放置后黏度会增大 1000 mPa·s 以上； AAEM 的用量为 1.0%且 2.5 h后加入时，乳液黏度为 1600 mPa·s，涂层耐洗刷性为 1700 次。 当 GMA 用量大于 1.0%时，涂层耐洗刷性大于 900 次；当 GMA 用量超过 1.5%且 2.5 h 后加入时，乳液平均凝胶率超过 0.10%； 当 GMA 单体用量为 1.0%且 2.5 h 后加入时，平均凝胶率为 0.06%，涂层耐洗刷性为 920 次。当 TMPTMA 单体用量为 1.5%以上时，其耐洗刷性保持在 1000 次以上。 结论 加入有机硅 A-171 单体，涂层的耐洗刷性没有得到提高；分别引入 AAEM、 GMA 功能单体，涂层耐洗刷性均得到增强，且后加入方式比初始加入方式有利； 引入 TMPTMA 单体，涂层耐洗刷性得到提高。使用 AAEM 功能单体后的乳液样品，其涂层耐洗刷性、乳液黏度及储存放置后黏度等综合性能最好。
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  API X65、 316L 不锈钢及 Inconel 625 间电偶腐蚀风险研究

  田永芹, 常炜, 胡丽华, 贾旭, 周晓红, 邢云颖, 余晓毅, 于湉

  表面技术. 2016, 45(5): 128-134. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.020

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  目的 确定 API X65、 316L 不锈钢及 inconel625 相互偶接后的电偶腐蚀风险。 方法 采用电化学测试、标准电偶腐蚀评价实验和腐蚀模拟实验对电偶腐蚀进行分析研究。 结果 在模拟地层水中，经过电化学测试， X65 的自腐蚀电位在-0.75 V 左右， 316L 和 625 的电位在-0.35 V 左右。对于标准电偶腐蚀评价实验，敞口溶液及 CO2 分压分别为 100 kPa 和 500 kPa 的溶液中， X65 与 316L 之间的电偶电流最大，其次是 X65 与 625， 316L 和 625 之间的电偶电流最小，几乎为零。通过电偶腐蚀模拟试验可知， X65 与316L 或 625 偶接，都发生了明显的电偶腐蚀，而且 X65 侧靠近焊接接头位置发生了严重的沟槽腐蚀，未偶接异金属时 X65 的平均腐蚀速率为 1.24 mm/a，异金属接触导致的电偶腐蚀使 X65 的腐蚀速率增加，X65 与 316L 偶接后的平均腐蚀速率为 1.49 mm/a， X65 与 625 偶接后的平均腐蚀速率为 1.75 mm/a。 X65与 316L 偶接后的局部腐蚀速率最大为 16.8 mm/a， X65 与 625 偶接后的局部腐蚀速率高达 26.4 mm/a，由于电偶腐蚀导致的局部腐蚀速率要比 X65 的自腐蚀速率超出十几倍。 X65 与 316L 偶接的电偶腐蚀的速率要比 X65 和 625 偶接的大， 316L 和 625 间几乎没有电偶腐蚀发生。 结论 X65、 316L 和 625 间偶接的电偶腐蚀风险大于 X65 与 316L 的， 316L 和 625 间偶接的电偶腐蚀风险较小。
膜层材料与技术
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  换向脉冲喷射电沉积制备 Co-Cr3C2 复合镀层的工艺探讨

  王猛, 谭俊, 吴迪, 兰龙

  表面技术. 2016, 45(5): 135-142. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.021

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  目的 有效解决利用喷射电沉积在直流电流下制备的复合镀层存在的镀层表面粗糙，尤其当硬质颗粒尺寸达到微米级时，表面恶化程度尤为严重的问题。 方法 将换向脉冲电流取代直流电流应用于喷射电沉积，制备颗粒尺寸达到微米级的 Co-Cr3C2复合镀层，通过分析复合镀层组织形貌、 硬度和耐磨性等，探讨换向脉冲电参数对复合镀层颗粒复合量、镀层表面粗糙度以及镀层性能的影响，并对其影响机理进行分析。结果 在保持颗粒较高含量复合的同时提高镀层表面平整度，通过控制脉冲电参数，制备出复合微米级 Cr3C2颗粒平整、颗粒质量分数为 11%的 Co-Cr3C2复合镀层。 结论 Cr3C2颗粒的复合量越高，镀层性能越优异，但镀层表面也更加粗糙，换向脉冲电流的反向过程可发生共沉积的逆过程，利用脉冲电流不仅对复合镀层起到整平的作用，同时可以提高颗粒在复合镀层中分散的均匀性，使复合镀层的表面形貌以及性能均得到明显改善。
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  不同密度研磨介质球对机械研磨电镀铜镀层耐蚀性能影响

  方华, 李晔, 郭方松, 姜赫

  表面技术. 2016, 45(5): 143-148. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.022

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  目的 利用垂直冲击电镀装置制备机械研磨电镀铜镀层。 方法 在普通酸性镀铜液中分别加入玻璃球、铜球、铅球，在垂直冲击电镀装置振幅为 4 mm、 频率为 12 Hz 的情况下制备 30 μm 的铜镀层，利用电子扫描电镜（SEM）观察镀层表面微观形貌，研究不同密度研磨介质球对镀层晶胞大小的影响；利用恒电位仪测量机械研磨电镀过程中的阴极极化程度，研究机械研磨电镀晶胞细化机制；利用失重法测试镀层在 3.5%（质量分数） 的 NaCl 溶液中的腐蚀速度，研究介质球密度与铜镀层腐蚀速度之间的关系；利用电化学测试技术验证介质球密度与铜镀层腐蚀速度之间关系的一致性。 结果 与普通铜镀层相比，机械研磨铜镀层晶胞细小，耐蚀性较好； 铅球机械研磨铜镀层晶胞最小，耐蚀性最好； 铜球机械研磨铜镀层晶胞次之，耐蚀性次之； 玻璃球机械研磨铜镀层晶胞最大，耐蚀性最差。 结论 介质球密度为(2～12.3)×103 kg/m3时，随着介质球密度的增大，铜镀层晶胞减小，耐蚀性提高。
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  金刚石涂层立铣刀与 PCD 立铣刀切削铝合金性能研究

  张而耕, 黄彪, 陈强

  表面技术. 2016, 45(5): 149-153. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.023

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  目的 研究金刚石涂层立铣刀和 PCD 立铣刀切削铝合金时，铝合金表面粗糙度以及刀具的使用寿命。 方法 通过实验比较 1 μm、 5 μm 金刚石涂层四刃立铣刀和 PCD 立铣刀在高速干式切削条件下切削铝合金的性能，并通过走刀距离比较不同状态刀具的使用寿命以及在走刀过程中的粘刀情况，用表面粗糙度测量仪测量加工的铝合金表面粗糙度。 结果 1 μm、 5 μm 金刚石涂层立铣刀加工铝合金失效距离分别为 25 m、 75 m， PCD 立铣刀加工铝合金 96 m 后失效； 1 μm、 5 μm 金刚石涂层立铣刀切削铝合金表面粗糙度平均值分别为 1.07 μm、1.10 μm， PCD 立铣刀切削铝合金表面粗糙度平均值为 0.80μm。结论 5 μm 金刚石涂层立铣刀是 1 μm 金刚石涂层立铣刀寿命的 5 倍， PCD 立铣刀使用寿命最长；1 μm、 5 μm 金刚石涂层立铣刀切削铝合金表面较 PCD 立铣刀粗糙，在相同切削环境下切削铝合金时，PCD 立铣刀使用寿命较金刚石涂层立铣刀提高，且在抑制粘刀方面效果十分明显。
表面强化及功能化
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  含氢 DLC 膜的疏水性研究

  魏晓丽, 陈厦平, 张玲, 王辅明

  表面技术. 2016, 45(5): 154-161. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.024

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  目的 通过疏水性质的研究，证明源电极式和浸入式 PECVD 方法制备含氢 DLC 膜存在结构和性质上的差别，并且证明浸入式 PECVD 方法制备的含氢 DLC 膜更适于需要强疏水性的表面改性应用。 方法 在 PECVD 腔体中通入甲烷和氢气混合气体，同时在面对源电极的绝缘样品架上放置石英基片并沉积类聚合物 DLC 膜；在源电极上放置石英基片并沉积常规含氢 DLC 膜。在 PECVD 腔体中通入乙炔、氢气和四氟化碳混合气体，在面对源电极的绝缘样品架上放置石英基片并沉积掺氟 DLC 膜。改变气体压强和射频功率，生长一系列含氢 DLC 膜。利用紫外可见近红外光度计测试 DLC 膜的透射谱，扫描电子显微镜及原子力显微镜测试其表面形貌。 利用接触角测量仪测试两种含氢 DLC 和一种掺氟 DLC 膜表面与水、甘油、乙二醇的接触角，并计算其表面能。比较两种含氢 DLC 膜接触角和表面能的差别，并根据类聚合物 DLC 膜的微观结构分析可能的原因。比较掺氟和不掺氟 DLC 膜的接触角并讨论比较结果。 结果 类聚合物 DLC 膜的接触角和表面能与具有相同光学带隙的常规含氢 DLC 膜存在明显差异。类聚合物 DLC 膜的接触角更大，表面能更低，因而具有更强的疏水性。类聚合物和常规含氢 DLC 膜与蒸馏水的接触角最大分别为 91.2°和 79.2°。类聚合物 DLC 膜中的碳原子具有更高的氢化率，可能是它表面能低和疏水性好的原因。掺氟 DLC 膜的接触角比具有相同带隙的类聚合物和常规含氢 DLC 膜都低，这与文献报道的掺氟能提高接触角的现象完全相反。 结论 类聚合物 DLC 膜的疏水性更强。结合其更小的内应力、更宽的光学带隙范围和更快的生长速度等特征，使它在医疗、光学保护涂层等领域具有更强的应用性。浸入式 PECVD 方法生长的掺氟 DLC 膜不但未提高反而降低了 DLC膜的疏水性，需要更多的研究来揭示其中的原因。
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  沉积时间对镁合金表面 Ca-P 生物涂层耐蚀性能的影响

  朱明, 朱青, 余勇, 许雄

  表面技术. 2016, 45(5): 162-168. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.025

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  目的 镁合金在生物医学领域具有很好的应用前景，为消除其在人体环境中降解速度过快的不足，需在镁合金表面制备一层能够降低其腐蚀速度且具有很好生物相容性的防护涂层。 方法 采用电沉积法在 AZ91D 镁合金表面制备 Ca-P 生物涂层，沉积条件为：在 Ca(NO3)2和 NH4H2PO4浓度分别为 0.1mol/L 和 0.06 mol/L 的电解液中， pH 值 4.5，沉积电压 2 V，沉积时间分别为 1、 2、 3 和 4 h。采用 XRD、SEM/EDS 分析 Ca-P 涂层的相结构、微观形貌和化学成分，测试 Ca-P 涂层在 Hank， s 模拟体液中的极化曲线。 结果 镁基体表面均获得物相为 DCPD(二水合磷酸氢钙)的生物涂层，但涂层表面形貌随沉积时间的不同变化明显，当沉积时间为 3 h 时，涂层颗粒尺寸均匀、细小，涂层钙磷比为 1.324。极化曲线结果表明，沉积 1 h 时涂层对基体已有一定的防护作用，随着沉积时间的加长，涂层的腐蚀电压也呈增大趋势。相对镁基体，沉积 3 h 的涂层腐蚀电位升高了 180 mV，腐蚀电流密度降低了 3 个数量级。结论 当沉积时间为 3 h 时，涂层的耐蚀性最好。
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  激光表面处理 CuCr50 合金的显微组织及性能

  刘杰, 周志明, 涂坚, 黄灿, 柴林江, 黄伟九, 王亚平

  表面技术. 2016, 45(5): 169-174. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.026

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  目的 细化CuCr50合金的 Cr相组织，提高组织均匀性。方法 采用 Nd:YAG脉冲激光器对 CuCr50合金进行表面处理，并对激光处理后合金的显微组织（表面组织和截面组织）、导电性能、显微硬度、耐磨性等进行测试与分析。 结果 工艺优化后得到的实验参数为：激光功率 500 W，峰值 5.0 kW，扫描速度 4 mm/s，激光频率 6 Hz，激光脉宽 5 ms，离焦量为+4 mm。在优化的工艺条件下， CuCr50 合金经激光表面处理后，形成了致密的重熔层， Cr 相的晶粒得到明显细化，合金的组织均匀性提高，表面孔洞减少。合金重熔层中的相组成未发生变化，合金的导电性略微降低，但仍保持了 CuCr50 合金优良的导电性能。重熔层显微硬度（425~540HV）明显提高，最高硬度为 540HV，是基体显微硬度（约 240HV）的 2.25 倍。重熔层的摩擦系数（0.3）远低于原始 CuCr50 合金（0.45），重熔层的损失质量（0.15 mg）远小于原始 CuCr50 合金的损失质量（0.6 mg），合金的耐磨性有明显的提高。 结论 CuCr50 合金在优化的工艺参数条件下进行激光表面处理，能够细化 Cr 相组织和提高整个合金的组织均匀性，提高合金的显微硬度与耐磨性能。
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  镍钛合金表面钛酸锶生物薄膜的水热合成

  慕伟意, 孙嘉懋, 付涛

  表面技术. 2016, 45(5): 175-180. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.027

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  目的 改善镍钛合金的耐蚀性和添加锶离子用于治疗骨质疏松症。 方法 采用氢氧化钠和硝酸锶混合溶液对镍钛合金进行水热处理，处理温度 180 ℃，处理时间分别为 1、 3 和 6 h。采用扫描电镜、X 射线能谱、 X 射线衍射和 X 射线光电子能谱对试样进行显微结构和化学成分分析，采用接触角测量仪评价试样的亲水性，在无钙 Hank’s 平衡盐液中进行动电位极化实验评价试样的耐蚀性，采用粘结拉伸法测量钛酸锶薄膜与镍钛合金基体之间的结合强度。 结果 镍钛合金经过水热处理后表面形成了由钛酸锶颗粒组成的薄膜，颗粒尺寸约 240~490 nm，薄膜中含有少量镍元素。抛光镍钛试样的水接触角约70°，水热处理试样的接触角大幅上升，达到 120°左右。在钝化区内，水热处理 3 h 试样的阳极电流密度比抛光试样降低了大约一个数量级，因此水热处理试样具有更好的耐蚀性。 水热处理 3 h 制备的钛酸锶薄膜与镍钛基体之间的表观结合强度值为 14.1 MPa。 结论 水热处理不仅改善了镍钛合金的耐蚀性，也在合金表面添加了锶离子，可用于治疗骨质疏松症。
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  Ag-TiO2 纳米棒阵列的抗菌性和光催化性能研究

  李萌, 贺晓静, 王会珍, 杭瑞强, 黄晓波, 张翔宇, 唐宾

  表面技术. 2016, 45(5): 181-186. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.028

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  目的 制备一种高抗菌性和高光催化活性的 Ag 掺杂 TiO2（Ag-TiO2）纳米棒阵列。 方法 通过磁控溅射与水热复合处理法，在钛箔片表面制备出 Ag 掺杂 TiO2（Ag-TiO2）纳米棒阵列，酸化处理过的试样在 500 ℃下煅烧 2 h。采用 X射线衍射（XRD）进行物相分析，利用场发射扫描电子显微镜（SEM）、场发射透射电子显微镜（TEM）、能量分散谱仪(EDS)观察试样的表面、 截面形貌、微观结构和组成，并探究其对大肠杆菌和金黄色葡萄球菌的杀菌性能和对亚甲基蓝的光催化降解能力。 结果 该工艺下制备的 Ag-TiO2 纳米棒大小均匀，取向明显，主要由锐钛矿型 TiO2 相组成。 Ag-TiO2 纳米棒对大肠杆菌和金黄色葡萄球菌具有优异的杀菌效果，杀菌率几乎达到 100%。 Ag-TiO2纳米棒能有效地提高亚甲基蓝的降解率。 结论 磁控溅射与水热复合处理法在钛箔片表面成功制备出 Ag-TiO2纳米棒阵列，此阵列具有优异的杀菌能力、高抗菌和光催化降解性能。
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  电接触强化对 Ni-P/Nano-WC 复合刷镀层的微观组织及性能的影响

  徐梦廓, 朱世根, 丁浩

  表面技术. 2016, 45(5): 187-193. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.029

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  目的 提高 Ni-P/nano-WC 复合刷镀层的性能。 方法 利用电刷镀技术将 Ni-P 与 nano-WC 粉末共同沉积在 40Cr 基体表面形成纳米颗粒增强的复合镀层， 再利用电接触技术对 Ni-P/nano-WC 复合镀层进行二次强化。利用光学显微镜、场发射扫描电子显微镜（FESEM）、 X 射线衍射分析（XRD）、 能谱分析（EDS）和显微硬度测量等手段， 分析电接触强化处理对 Ni-P/nano-WC 复合镀层的影响。同时利用滚动摩擦试验分析电接触强化前后复合镀层耐磨性的变化情况。 结果 电接触强化处理后，Ni-P/nano-WC 复合刷镀层的孔隙和裂纹减少， 复合镀层与基体之间的界面在高温和高压的作用下发生焊合。 XRD 分析显示复合镀层的晶粒细化，镀层的晶粒尺寸由 35.35 nm 下降至 26.28 nm。 随着接触电流的加大，复合镀层的硬度也在逐步加大。经过 20 kA 电流的强化，复合镀层平均硬度由 637HV0.1增加到 885HV0.1，镀层硬度分布更加均匀； 4 h 的滚动摩损表明，随着接触电流的加大，试样的质量损失逐步减小，经 20 kA 接触电流强化后的 Ni-P/nano-WC 复合镀层质量损失为 503 mg，比未经电接触强化的 Ni-P/nano-WC 复合镀层低 40%。结论 电接触强化技术能有效改善 Ni-P/nano-WC 复合镀层的微观组织与性能，将镀层界面由机械结合变为冶金结合，同时提高镀层的耐磨性能。
表面失效及防护
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  某 LNG 码头灌注桩飞溅区用防蚀膏的性能

  王在峰, 宋积文, 陈胜利, 符耀庆, 李言涛, 张杰, 侯保荣

  表面技术. 2016, 45(5): 194-200. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.030

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  目的 测试防蚀膏在某 LNG 码头钢管桩飞溅区的保护效果。 方法 模拟飞溅区的干湿交替，利用循环海水浸泡、自腐蚀电位测试、间歇盐雾实验、电化学阻抗测试、极化电阻测试、极化曲线测试，对防蚀膏的防蚀效果进行测试，并与钙基润滑脂、锂基润滑脂的防蚀效果进行对比。 结果 涂抹三种油脂的钢试样的质量随海水浸泡时间的延长而趋于稳定。 防蚀膏和钙基脂试样的自腐蚀电位较正。在盐雾实验中， 防蚀膏无红锈，钙基脂和锂基脂试样出现了红锈。 防蚀膏试样随实验时间的延长， 阻抗未降低， 而钙、锂基脂试样均随实验时间的延长出现阻抗降低。 防蚀膏的极化电阻是钙、锂基脂的 1.5~9倍， 钝化区的电流密度是钙、锂基脂的 1/100~1/10。 结论 防蚀膏保护效果最好，钙基脂次之，锂基脂最差。
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  铁元素对铝镁焊料晶间腐蚀的影响

  路全彬, 龙伟民, 董显, 纠永涛, 轩庆庆

  表面技术. 2016, 45(5): 201-206. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.031

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  目的 研究 Fe 对铝镁焊料晶间腐蚀的影响规律，确定 Fe 元素的最佳含量。 方法 制备不同 Fe元素含量的铝镁合金并进行表面处理， 在 3%（质量分数） NaCl+10 mL/L HCl 溶液中（35 ℃）浸泡 24h，进行晶间腐蚀实验。通过扫描电子显微镜和光学显微镜对晶间腐蚀形貌和合金相进行分析。 结果 随着 Fe 元素含量的增加，合金试样最大腐蚀深度由 133 μm 增加到 179 μm； Fe 元素质量分数超过 0.2%后， 合金发生晶间腐蚀倾向大幅增加。引入 Fe 元素后，铝镁焊料合金相由 α（Al）基体相+Al3Mg2相转变为 α（Al）相+Al3Mg2相+ FeAl3相。随着 Fe 元素含量的增加，合金中富 Fe 相（FeAl3）析出量增加， FeAl3相形貌由最初的骨骼状转变为针片状和针状。 FeAl3相的增加提升了合金发生晶间腐蚀的原动力，增加了合金发生晶间腐蚀的敏感性。 结论 在铝镁焊料合金中引入 Fe 元素后，合金组织发生改变，导致合金抗晶间腐蚀能力下降。 为降低合金发生晶间腐蚀的敏感性，应将 Fe 元素质量分数控制在0.2%以下，且越低越好。
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  镀铝锌彩涂板与镀锌彩涂板耐蚀性能对比研究

  张欢乐, 明振涛, 黄大华, 侯广亚, 唐谊平

  表面技术. 2016, 45(5): 207-213. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.032

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  目的 研究热浸镀彩涂板常用金属镀层（铝锌合金镀层与纯锌镀层）对彩涂板耐蚀性能的影响。方法 通过断面金相、 SEM 及 EDS 能谱、循环腐蚀试验和电化学阻抗测试(EIS)等方法，全面对比研究相同单面镀层厚度的镀铝锌与镀锌彩涂板的耐蚀性能。 结果 在长达 250 个循环（共计 2000 h）的腐蚀试验中，镀锌彩涂板出现了严重的红色锈迹，而镀铝锌彩涂板并未出现明显腐蚀。在 EIS 测试中，两种彩涂板最初的阻抗值约为 2×109Ω·cm2，浸泡 2 d后镀锌彩涂板阻抗值急剧下降至 1.165×108 Ω·cm2；浸泡前期，镀铝锌彩涂板阻抗值缓慢下降， 15 d 后从 6.979×108 Ω·cm2 急剧下降至 2.984×107 Ω·cm2。 EIS等效电路拟合参数表明，镀铝锌彩涂板的电荷转移电阻比镀锌彩涂板高，相应的双电层电容低。 SEM和 EDS 测试结果显示，铝锌合金镀层由底层合金层和外层的富铝和富锌的两相结构组成，而纯锌镀层则由底层合金层和外层纯锌层组成。 结论 铝锌合金镀层具有独特的富铝和富锌两相结构，使得同等镀层厚度的镀铝锌彩涂板比镀锌彩涂板具有更高的耐蚀性能。
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  P2 缓蚀剂处理铝合金的耐腐蚀性能研究

  冯晋尧, 曲丰作, 徐同宽, 王大鸷, 吴爱华

  表面技术. 2016, 45(5): 214-218. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.033

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  目的 通过加入一种合成缓蚀剂提高锆化液防锈性能。 方法 将 P2 缓蚀剂磷酸三乙醇胺加入到锆化液中处理铝合金，使其表面形成一层新型锆化膜。用扫描电镜(SEM)分析处理后样品放大 20 000倍的表面，并与原液处理的样品进行对比，通过能谱(EDS)及 XRD 分析微团成分，辅助使用硫酸铜点滴试验判断耐腐蚀能力的增强程度，并用百格试验测试处理后表面对漆膜的附着力变化，通过酸性盐雾试验(CASS)分析新型锆化膜处理后的附着力变化程度。 结果 使用加入 P2 缓蚀剂的锆化液的辅助硫酸铜点滴实验，较原样颜色变化所用的时间提高了 48 s， 用加入缓蚀剂的锆化液处理的样品中， 氧元素较原样品中氧元素减少了一半，判断微团为氧化微团且在加入缓蚀剂的锆化液处理后大量减少，百格实验效果相当，能通过 480 h 的 CASS。 结论 使用添加 P2 缓蚀剂的锆化液处理铝合金， 能增强其耐腐蚀性能。
表面质量控制及检测
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  单磨粒对硬脆性材料延性去除的建模分析

  吴书安, 祝锡晶, 王建青, 郭策

  表面技术. 2016, 45(5): 219-223. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.034

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  目的 硬脆性材料在珩磨时的脆性去除会使得被加工件的表面质量达不到更高的应用要求，同时对磨具磨损严重，通过理论建模研究珩磨过程中单磨粒磨削参数与切屑第一变形区流动应力的关系，并得到实现延性去除的各参数阈值。 方法 针对 304 不锈钢，通过对单磨粒划擦的分析，数学推导得出在平面情况下切屑第一变形区流动应力与单磨粒刃圆半径、 磨削深度以及半圆锥角的函数关系。结果 在完全刃圆磨削和复合磨削阶段都会有实现材料延性去除的现象被发现，并得到完全刃圆磨削时，取刃圆半径 r=1 μm，在磨削深度 h=0.07 μm，流动应力取得极大值 σ=227.7 MPa。复合磨削时，取半圆锥角 θ=30°， r<1.5 μm 时， r 的延性去除阈值为 0.3~1 μm。 当取 h=0.6 μm， θ 和 r 同样存在实现材料延性去除的阈值，分别为 45°~75°和 0.5 μm 左右。 结论 单磨粒刃圆半径、 磨削深度和半圆锥角使材料实现延性去除的阈值范围在理论上被确定，为硬脆性材料的延性去除理论的进一步研究提供参考。同时适当减小磨粒刃圆半径，取 45°~75°范围内的磨粒半圆锥角，使磨削深度增大，并实现材料的延性去除，可以提高材料的表面质量和磨削效率。
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  内孔光整可调珩磨头的理论分析与试验研究

  陈世彬, 杨胜强, 李文辉

  表面技术. 2016, 45(5): 224-228. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.035

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  目的 目前对内孔的珩磨加工，一种珩磨头只能加工一种口径的内孔，加工尺寸单一，适应性差。为了提高珩磨头的通用性，适应小批量、多规格珩磨加工，介绍一种尺寸可调的珩磨头。 方法 对珩磨头尺寸调节原理进行了介绍，并分析了珩磨时工件所受的珩磨力以及珩磨头的运动情况。用SolidWorks 建立了装置的三维模型，并加工出了适应孔径为 95~125 mm 的珩磨头实物样机。通过对内径为φ98 mm 和φ106 mm 的不锈钢钢管进行加工实验，加工 6 min 后，获取了表面粗糙度 Ra 变化曲线和加工后的表面形貌。 结果 加工后φ98 mm 管的表面粗糙度 Ra 值由 2.174 μm 降低到 0.869 μm，φ106 mm 管的表面粗糙度由 1.582 μm 降低到 0.758 μm。加工后的工件表面变得光滑、明亮，表面形貌得到明显改善。 结论 珩磨头结构简单易于实现，在普通机床上即可使用，通过实验验证了装置的可行性。
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  小波变换在薄膜表面图像信号降噪中的应用

  张伟科

  表面技术. 2016, 45(5): 229-234. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.036

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  目的 当前，以原子力显微镜为代表的扫描探针显微镜设备可以获取纳米尺度薄膜样品的表面图像，但这些图像存在不同程度的噪声，影响图像质量和信息判断。为了更准确获取这些薄膜表面状态，需要对薄膜样品表面图像数据和信息进行降噪处理。 方法 结合 AFM 等设备成像特点以及小波变换的时频局域性特点,在介绍小波变换基本理论和噪声来源分析基础上,提出了一种多层小波分解去噪算法。传统的信号理论是建立在傅里叶变换基础上的，而傅里叶变换作为一种全局性的变化，其有一定的局限性，无法同时表述信号在时域和频域的局部性质， 而这些局部特征恰恰是非平稳信号性质最关键的部分。小波变换保留了窗口傅里叶变换局部化的优点，改变了窗口傅里叶变换窗口函数大小固定的缺点。 结果 原始图像信号的频率在 0 Hz 到 4000 Hz 都有分布。通过小波变换后，信号波形更光滑，频谱在 500 Hz 到 2000 Hz 之间分布。 结论 将小波变换应用于薄膜表面图像信号降噪中，通过实验证明通过小波变换可以有效去除信号中的噪声部分。
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  钢铁材料表面酸洗清洁生产展望

  丁杰伟, 汤兵

  表面技术. 2016, 45(5): 235-240. DOI: 10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2016.05.037

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  随着现代工业的发展，钢铁构件的需求日益增大。钢铁构件由于自身表面性质活跃，在加工、运输及储存过程中不可避免地形成锈蚀层。钢铁材料的锈蚀既对材料的使用性能及寿命造成不良影响，又导致材料的巨大浪费。为了提高钢铁构件的使用性能及寿命，需要进行表面处理及防护，但处理之前必须清除表面锈蚀层。工业酸洗是清除锈蚀层的重要方法之一，由于酸洗液腐蚀性强， 在钢铁材料表面锈蚀层溶解后，不可避免地存在着“ 过酸洗” 的现象，由此引起钢铁材料的浪费及产生过多的污染物，如酸雾和酸洗废液等。分析了钢铁材料表面酸洗污染物产生的源头，并从“缓蚀剂添加、工艺参数选择、酸洗设备改进”等 3 个因素，总结了提高工业酸洗清洁生产水平的策略，分析了相关的影响因素，提出以“ 源头控污” 为核心的酸洗清洁生产的概念，最后指出了提高酸洗清洁生产水平所需要考虑的问题。