海洋污损生物对碳钢腐蚀的影响

报道了国产碳钢（Ａ３,３Ｃ）在我国黄海、东海、南海三个海上实验站八年实海经验的结果,从污损生物附着和碳钢腐蚀的结果看出,污损生物可降低碳钢平均腐蚀率,但促进局部腐蚀;在污损生物活跃的东海、南海近岸海域,一年后碳钢表面１００％附着,腐蚀速率稳定在一定址。     

电连接对Q235碳钢在海洋环境中跨区带腐蚀行为的影响

通过对腐蚀速率、微观形貌和锈层成分的测试与分析,研究了电连接状态对Q235碳钢在青岛实海环境中跨越全浸区和潮差区腐蚀行为的影响。结果表明：在非电连接状态下,全浸区试样的腐蚀速率低于潮差区,潮差区试样的腐蚀速率随着暴露高度的增加而增大;在电连接状态下,处于最低潮位线下方试样的腐蚀速率出现峰值,而在潮差区,处于中潮位区域试样的腐蚀速率出现最低值;在全浸区上部和整个潮差区试样的腐蚀形貌存在明显差异;在两种状态下潮差区试样表面锈层成分存在明显差异,在电连接状态下存在锈层的影响,随着暴露高度的增加,锈层中Ca和Mg含量逐渐增加。     

爆炸复合材料铝-钛-钢在不同海域的腐蚀行为

按照爆炸复合材料的应用条件，将铝-钛-钢投放在青岛、舟山和厦门三个海域的潮差和飞溅区，暴露一年后研究了材料的腐蚀情况和力学性能。复合材料的腐蚀形态主要为电偶腐蚀，在铝-钛之间形成腐蚀沟槽。但是，腐蚀对复合材料的结合力性能影响不大。     

5083铝合金在模拟海洋浪花飞溅区的局部腐蚀行为

搭建了模拟海洋浪花飞溅腐蚀测试装置,采用电化学阻抗谱(EIS)技术和形貌分析方法研究了5083铝合金在模拟浪溅区的局部腐蚀行为,并比较了其与全浸区腐蚀行为的差异性。实验结果表明：浪溅区由于冲刷作用腐蚀类型较为复杂,呈现孔蚀、晶间腐蚀与剥落腐蚀等多种局部腐蚀形态,且表面覆盖有大量腐蚀产物,局部腐蚀深度约40～80μm。全浸区仅存在分散分布的小蚀坑,深度约5μm,且多数起源于夹杂物处。夹杂物作为阴极相,附近的铝合金基体为阳极区发生溶解。浪花飞溅区蚀坑形状与水流方向有关,蚀坑下边缘在水流剪切力与腐蚀的共同作用下发生了层状剥落,导致蚀坑深度变化较缓,呈台阶状。EIS测试结果表明,浪溅区的极化电阻值约为全浸区的20%～50%,而有效电容值约为全浸区的2倍,表明浪溅区的腐蚀速度远大于全浸区。     

热浸镀层在青岛站的海水腐蚀行为对比(Ⅱ)——潮差区

测试了热浸镀锌（GI）、锌-5%铝-稀土（GF）和锌-55%铝-1.6%硅（GL）镀层钢板在青岛站的潮差区海水腐蚀行为,并利用腐蚀质量损失测试和显微结构分析,首次研究了3种镀层钢板的海水潮差区腐蚀行为。结果表明：3种镀层在潮差区均出现不同程度的生物污损,与全浸区相比其腐蚀速度明显降低;GI镀层溶解速度最快,氧化膜保护效果不佳,耐腐蚀性能最差;GF镀层的耐蚀性明显提高,潮差区的充气条件又促进了镀层的钝化,表现出较为优异的耐腐蚀性能;由于保护性的锌的腐蚀产物被滞留在富铝的枝晶网络中,比较充分的充气条件又促进了镀层富铝相的钝化,GL镀层在海水潮差区表现出最佳的腐蚀性能。对位于海水潮差区的钢材基体提供1 a保护期所需的镀层最小厚度分别为：GI镀层25μm;GF镀层12μm;GL镀层3μm;GF和GL镀层在潮差区的耐蚀性分别是厚度相当的GI的3倍和5倍。     

热浸镀层在青岛站的海水腐蚀行为对比(Ⅲ)——飞溅区

测试热浸镀锌（GI）、锌-5％铝-稀土（GF）和锌，55％铝-1．6％硅（GL）镀层钢板在青岛站的飞溅区海水腐蚀行为，并利用腐蚀质量损失测试和显微结构分析，研究3种镀层钢板的海水飞溅区腐蚀行为。结果表明：3种镀层在飞溅区均未发生生物污损，腐蚀速度在3个海水区带中最低；GI镀层由于腐蚀电流密度最大，氧化膜保护效果不佳，耐海水腐蚀性能最差；GF镀层由于腐蚀电流大幅度降低，飞溅区充分的充气条件促进了镀层的钝化，因此表现出较为优异的耐海水腐蚀性能；由于保护性的锌的腐蚀产物被滞留在富铝的枝晶网络中，充分的充气条件又促进了镀层富铝相的钝化，所以GL镀层在海水飞溅区表现出最佳的腐蚀性能。对位于海水飞溅区的钢材基体提供la保护期所需的镀层最小厚度分别为：GI镀层14μm；GF镀层8μm；GL镀层4μm；GF和GL镀层在飞溅区的耐蚀性分别是厚度相当的GI的2倍和4倍。     

不锈钢在海水飞溅区的腐蚀行为

总结了5种不锈钢在青岛海域飞溅区暴露16年的腐蚀行为和 规律.2Cr13在飞溅区不能维持其表面的钝态,耐蚀性较差.含16%Cr以上的不锈钢在飞 溅区有较好的耐蚀性.1Cr18Ni9Ti、00Cr19Ni10和000Cr18Mo2在飞溅区暴露2～4年间,F179 在1、2年间,点蚀速度较大,此后它们的点蚀深度随时间无明显加深.不锈钢在飞溅区的点 蚀密度随暴露时间增大.增加Cr含量、添加Mo能提高不锈 钢在飞溅区的耐蚀性.     

合金元素对钢在海水飞溅区腐蚀的影响

讨论了合金元素对钢在海水飞溅区腐蚀的影响。合金元素在青岛、厦门和榆林海域对钢在海水飞溅区的腐蚀有基本相同的影响效果。Mn、P、Si、Cr、Mo和Ni能减轻钢在飞溅区的腐蚀,其影响大小的顺序为：P＞Si＞Cr和Mo＞Ni和Mn;S、Al、V对钢的飞溅区腐蚀有害。Cu-P、Mn-Mo、Ni-Cr-Mo复合对减轻钢在飞溅区的腐蚀有好的效果。     

BP神经网络在碳钢、低合金钢海水腐蚀中的应用

根据实海环境数据及材料腐蚀数据,利用BP结构神经网络建立了碳钢、低合金钢在实海环境中腐蚀速度与环境因素、材料成份之间神经网络预测模型,并探讨了建立预测模型中遇到的一些问题.结果表明该模型可以较准确的预测碳钢、低合金钢在不同海域的腐蚀速度.      

海洋飞溅区钢结构的腐蚀规律与防护措施

飞溅区是钢结构在海洋环境中腐蚀最严重和防腐蚀保护措施最容易失效的部位.文章综述了海上钢结构在飞溅区的腐蚀规律和防腐蚀保护方法,并针对飞溅区的腐蚀特点提出了改进措施.     

不同冲击功对中碳合金钢腐蚀磨损的影响

为探讨较高的冲击力对中碳合金钢的冲击腐蚀磨损规律,对中碳合金钢经900℃淬火、200℃低温回火得到的复相组织的磨损特性和机理进行了试验研究。结果表明:中碳合金钢的耐磨性随冲击功的增加而明显下降;剥落裂纹起源于表面,在亚表层中扩展;冲击功由2.1 J增至3.6 J,中碳合金钢在冲击腐蚀条件下的磨损失效机制由以浅层剥落为主向以深层剥落为主转变。     

低合金钢高浓度渗碳的组织与性能

探讨了低合金钢在８２０℃～８６０℃固体高深在的工艺及其组织与性能。结果表明，高浓度渗碳工艺可在钢的表面形成大量一状，弥散分布的碳化物，使钢具有高硬度、高耐磨性，高稳定性及低的脆性。     

低合金钢与双相不锈钢异种金属焊接接头组织和性能的研究

采用2507超级双相不锈钢(2507SDSS)、X80管线钢作为基材,使用熔化极气体保护焊(MIG)技术,制备了2507 SDSS/X80异种金属焊接接头。对异种金属焊接接头不同区域的微观组织结构进行表征,分析焊接接头的组织和性能。结果表明,在熔合界面与II型界面之间存在明显的Fe、Cr、Ni、Mo、Mn浓度梯度,稀释区具有最高的硬度。X80钢与焊缝金属构成电偶腐蚀,将加速低碳钢的腐蚀,是工业应用中的薄弱环节。     

高碳低合金铸造耐磨钢的组织和性能研究

结合国内外常用的高碳低合金钢,重点研究了热处理工艺对其组织和性能的影响,并对其机理进行了探讨.试验结果表明:高碳低合金钢具有良好的淬透性和淬硬性;经过870℃保温2h风淬+550℃保温2h回火热处理工艺后,其组织为回火马氏体+屈氏体+碳化物,钢的硬度为HB477,冲击韧度为73 J/cm2,综合性能优良.适于高冲击磨损的工况条件.     

海洋钢结构浪花飞溅区腐蚀防护技术

随着我国对海洋资源的开发,海洋钢结构的腐蚀控制技术越来越受到关注。海洋环境可以分为海洋大气区、浪花飞溅区、海水潮差区、海水全浸区和海底泥土区等5个腐蚀区带。其中,海洋钢结构在浪花飞溅区腐蚀最为严重。在浪花飞溅区,钢表面受到海水的周期性润湿,处于干湿交替状态,氧供应充分,盐分不断浓缩,加之阳光、风吹和海水环境等协同作用导致发生最严重的腐蚀。锈层的自氧化反应是加速钢结构在浪花飞溅区腐蚀的一个主要原因。当前,国内对于海洋钢铁设施大气区通常采用涂料保护,海水全浸区采用电化学保护,都取得了较好的保护效果,但是这些保护技术对于钢结构在浪花飞溅区的腐蚀防护效果并不佳。而复层矿脂包覆防腐（PTC）技术是当前海洋钢铁设施浪花飞溅区防腐蚀应用较为理想的方法,对此进行了重点介绍。     

铜钨合金与低碳钢的焊接组织与性能

用金相显微镜、扫描电镜、材料试验机、维氏硬度计等对铜钨合金与低碳钢焊接试样进行分析与检测。结果表明:焊缝组织为F+(ε+α)+λ,其中F为铁素体、λ(Fe2W)为金属间化合物、(ε+α)为颗粒状双相固溶体;(ε+α)双相固溶体与λ相的弥散强化作用,提高了焊缝及熔合区的强度与硬度。拉伸试验中,焊接接头只经过了弹性变形阶段和很短暂的塑性变形即被拉断,断口位于铜钨合金的熔合区,强度、塑性偏低。细小的孔隙和粗大空洞降低了焊接接头的强度,导致沿晶断裂。     

超临界二氧化碳环境中低合金钢T24耐腐蚀性能研究

目的 获得低合金钢T24在550、600℃,25 MPa超临界二氧化碳环境中的抗腐蚀性能,为超临界二氧化碳环境中的锅炉选材提供基础数据.方法 使用静态反应釜开展T24在超临界二氧化碳环境中的腐蚀实验.利用精度为0.01 mg电子天平对实验前后的试样进行称量,利用扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)、辉光放电发射光...     

碳钢及低合金钢点蚀性能的研究

选择三种典型的碳钢、低合金钢,通过极化试验比较了它们之间的点蚀诱发敏感性和模拟孔蚀的“闭塞腐蚀电池”,试验研究了它们之间的孔蚀扩展行为。结果表明,B钢的点蚀诱发能力小于A钢和C钢;在同样的阴极极化电位下,B钢的阳极溶解电流也明显小于后两者。电子探针分析了不同夹杂物在诱发点蚀过程的腐蚀特征,夹杂物是钢中主要的点蚀诱发源。显微分析“闭塞腐蚀电池”腐蚀形貌,发现腐蚀形貌具有平行沟槽状。初步分析原因是沿轧向延伸的磷偏析带及夹杂物所导致的。扫描电镜和能谱仪对腐蚀产物的形貌、成分分析结果表明：B钢的锈层均匀致密,而A钢的锈层呈网状、疏松且有大量裂纹和孔洞。     

激光功率对低碳钢表面激光熔覆钛合金涂层组织和性能的影响

目的 利用激光熔覆简便、高效的特点,在低碳钢表面开发低成本、短流程的耐蚀钛合金涂层,拓宽钛合金在海洋工程装备上的应用。方法 选择球形纯钛粉末,采用同步送粉式激光熔覆技术在低碳钢表面制备一层薄的钛合金涂层。通过单色红外测温仪对熔池的温度变化进行监测。利用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)、能谱仪(EDS)和X射线衍射仪(XRD)等表征涂层的宏观形貌、微观形貌和相组成。借助万能试验机和维氏硬度计测试涂层的结合强度、剪切强度和硬度。使用电化学工作站在NaCl(质量分数3.5%)溶液中测试涂层的极化曲线和阻抗(EIS),以评价涂层的耐蚀性能。结果 采用激光熔覆技术在低碳钢表面成功制备了一层薄的耐蚀钛合金涂层。激光功率的选择对在低碳钢表面制备性能良好的钛合金涂层至关重要。一方面,激光功率会影响熔池的温度演变,随着功率的降低,熔池的最高温度降低,熔池寿命缩短。通过引入粉末沉积密度(ρ_PDD)和单位面积有效能量输入(E_eff)进一步描述工艺参数与涂层质量之间的关系。结果表明,在ρ_PDD(0.009 g/mm²