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中国铸造商务平台 [2006-01-05]
攀钢需要一种能够长期承受1200℃左右高温环境的耐高温铸铁板（见图1）。通过分析研究，采用普通耐热铸铁材质最高只能达到1100℃的工作温度（如高 铬铸铁RTCr25，高铝铸铁RQTAL22等），要达到1200℃的工作温度，只能通过多种合金元素合成一种特殊的材质，通过高合金化来保证。
合金元素的增多，必然会导致铸铁材质本身的脆性增加；耐高温铸铁板的轮廓尺寸又比较大，铸造应力也很大，所以铸件极易产生裂纹。针对这种情况，我们设计了 一套严密的工艺保证措施来减少铸造应力，防止裂纹的产生，成功生产出了耐高温铸铁板，达到了使用要求，满足了公司的生产需要。
1．合金元素的确定
（1）Si形成的氧化物SiO2性能稳定，能形成连续的氧化膜，增加铸铁的抗氧化能力，从而增强铸件的耐热性能。但是Si含量太高，必定增加铸铁中的铁素 体含量，降低铸铁强度，增大铸铁的脆性，铸件更容易产生裂纹，所以它的含量需要加以控制，才能保证铸件的综合机械性能。
（2）AL原子比铁原子更容易氧化，优先形成氧化物保护膜AL2O3，阻止铁离子及氧离子通过它扩散，从而提高铸铁的热稳定性。同样，AL含量增加也要增大铸铁的脆性，铸件的裂纹倾向增加，它的含量也需要控制。
（3）Cr能生成连续的FeOCr2O3保护膜，铸铁的耐热性能可以明显提高，另外它可以改变铸铁中的碳化物结构，提高铸铁的韧性和耐磨性。因此它的含量可以适当提高，提高铸件的机械性能。
（4）Ni能改变铸铁的组织结构，形成稳定的奥氏体组织，铸件在经受高温时不发生相变，防止产生微裂纹破坏氧化膜的致密度，使铸件能够长期经受高温环境的考验。但是Ni合金的价格太高，只要能够保证铸件的耐高温要求，还是需要控制它的含量。
通过分析各种合金元素的作用，考虑到耐热铸铁的综合力学性能，我们选择了几种合金元素，配以不同的比例，合成一种特殊的耐热铸铁，来满足耐高温铸铁板1200℃工作温度的要求。
2．铸造工艺
（1）⑴设计铸件时特意加大圆角半径R50，避免壁厚的突然转变而形成热节，造成铸件产生热裂。
（2）使用粘土砂造型，通过添加各种附加物以增加型砂的退让性，减少铸件收缩阻力，配制时应严格按照下列要求执行：新砂50%+旧砂50%+木屑2—3% +焦粉7—8%+膨润土2%+粘土8—10%（干混3—4分钟）+水（湿混8—10分钟）。经4小时以上回性处理后，投入生产使用。
（3）造型填砂时，每层型砂厚度为150—200mm，禁止将整斗砂倒入砂箱内。
（4）各部分在注意砂型强度的同时，注意紧实度均匀，特别是箱带及木型突出部分的下面，应仔细撞牢实。
（5）砂型造完后，开设φ120mm的直浇道在上箱， 35个φ15mm的明出气孔在筋板的交界处。
（6）起模后，如是砂型太干，允许适当喷洒白泥水修型，直到修至与工艺图纸相符，并适当插入钉子加固砂型。
（7）砂型必须烘干烘透，防止水分产生水汽进入铁水。
（8）合箱前应仔细检查砂型是否烘干，干裂变形轻微的可以进行修补，严重的必须作报废处理。
（9）因为合金元素含量很高，所以必须使用电弧炉熔炼铁水。
（10）使用攀钢生产的一类炼钢生铁，要求P＜0.1％，S＜0.05％。
（11）所有原材料一律化验后进行配料。
（12）严格按配料要求进行加料熔炼，控制铁水成分。
（13）炉前出铁水时，使用电子秤计量铁水。
（14）炉前三角试样检验，合格铁水才能进行浇注。
（15）浇注前必须测温，并作好记录，铁水浇注温度不低于1280℃。
（16）浇注时间不超过2分钟，浇满后再顶流，以利渣子和气体排出。
（17）对于耐高温铸铁板这样的大件，按照“慢—快—慢”的原则进行浇注：开始缓慢给流，防止飞溅；然后全速浇注，保持浇口杯充满；当快要浇满时，适当降低浇速，便于气体从排气孔中排出。
（18）浇注时必须挡渣，防止铁渣浇入铸件形成夹渣缺陷。
（19）浇注铁液后，趁铸件还是红热状态时松开砂箱，使铸件自由收缩。
（20）严格控制开型时间，防止铸件急剧冷却时产生新的应力。
3．退火处理
鉴于这种特殊耐热铸铁的脆性大，铸造中铁水凝固及铸件收缩要产生应力，铸件极易产生裂纹，所以必须进行退火处理以消除铸造应力，避免耐高温铸铁板在使用过程中产生裂纹，退火处理曲线如图2所示：
4．结论
通过反复实践，采取了一系列的工艺措施，克服了耐高温铸铁板合金元素增多导致的铸铁材质本身的脆性高，耐高温铸铁板的轮廓尺寸比较大导致铸造应力很大等铸 造生产的难点。我们设计了一套严密的工艺保证措施来减少铸造应力，防止裂纹的产生，成功生产出了耐高温铸铁板。通过用户使用，耐高温铸铁板既保证了耐热的 性能要求，又没有产生裂纹。耐高温铸铁板的成功生产，为我公司取得了很好的经济效益和社会市场效应。
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Reference source from the internet. 一、引言
在普通车床、六角车床、铲齿车床、自动车床和自动线生产中，广泛采用径向正装的棱体成形车刀（以下简称棱体刀）或平体成形车刀（可视为高度较小的棱体成 形车刀）来加工各种回转体复杂型面的工件，尤其是具有曲线部分型面的工件。但棱体刀由于有前、后角关系，刀具廓形将不同于工件廓形而产生畸变，因此在设计 和制造这种刀具时必须对刀具廓形进行修正。显然，加工工件型面愈复杂，修正计算也愈繁琐。为避免繁复的修正计算，以下介绍棱体刀廓形简化设计与制造的两种 新方法。
图1 棱体车刀廓形设计示意图
二、刀具廓形设计的数学模型
棱体刀的廓形设计是根据工件的廓形，刀具的前、后角来修正计算刀具的廓形。
为了便于设计、制造和测量，回转体成形工件的廓形是规定在通过其轴线的平面内测量的，其中包括廓形的宽度和深度；而棱体刀的廓形是规定在与后刀面垂直的剖面NN内测量的（NN剖面又称法面）。
图1所示为棱体成形车刀廓形设计示意图。刀具廓形上最外缘点1与工件最小半径圆接触并与工件中心等高（点1称为基点），设计棱体刀的廓形就是根据工件的 轴向廓形来确定刀具在法面NN内的廓形，由于刀具廓形上各点的轴向宽度尺寸与工件廓形上相应点的轴向宽度尺寸是相同的，不需进行修正计算。所以，棱体刀的 廓形设计实质上就是根据工件的廓形深度api（即通过其轴线的剖面内测量的值1，api=ri-r1）来确定刀具在法面NN内的廓形深度Pi。
根据图1中关系，可推出如下算式：
1
（1）
式中：Ci——刀具前刀面内的廓形深度（Ci=1）
gf——刀具在基点处前角，通常gf=5°～15°
af——刀具在基点处后角，通常af=10°～15°
ri，r1——工件廓形上任意组成点的半径与最小半径。
计算时，应先确定工件上各组成点，然后按Ci→Pi的顺序进行计算。将i分别以2、3、4……等代入，即可求出刀具上各相应组成点处的廓形深度P2、 P3、P4……。而工件廓形上组成点，一般可选择其转折点作为计算组成点。若工件为直线廓形，可取直线两端点作为组成点；当工件为曲线型面时，除两端点 外，视曲线型面精度要求，在曲线部分中间应再取若干点作为组成点。计算时工件上各组成点的尺寸应取其平均尺寸。计算过程中的数据处理，要求精确到小数点后 四位数以上。图纸上最终要求，长度要精确到0.01mm，角度到1′。
二、棱体刀廓形简化求法及其制造
采用上述 的公式计算法来求刀具法面内的廓形深度不但比较麻烦，而且易生差错。以下推荐一种简化的查表计算法，与目前国内外资料上所介绍的一些方法如矢量法、直角坐 标法、简化计算法及其他各种查表计算法相比较，它不但简单、清晰与直观，而且只需查一张表，并作个简单乘法，即得正确结果。现将此法的编表原理与使用方法 简介如下。
编表原理
由公式（1）及图1可知，因为Pi与Ci有关，而Ci又与api有关，故可建立起如下关系：
K=Pi/api （2）
式中：K——刀具法面上廓形深度与工件上相应廓形深度的比值
api——工件上任意点处廓形深度值，而api=ri-r1
如将公式（1）中Pi值代入（2）式，可得： 1
令N=ri/r1，把ri=Nr1代入上式，得：
1
（3）
显然，当角gf和af为某一确定值时，系数K只与N有关，也即与ri/r1比值有关，而与工件外圆的具体尺寸大小无关；从（3）式中可知，只要N、gf和af三值确定，即可求出系数K，从而可求得Pi。
为了避免繁复的设计计算，防止过多廓形参数引入带来刀具廓形设计的差错，现根据棱体刀常用的前角gf=5～15°、后角af=10～15°以及不同的N值，可编出求系数K值的表，如表1所示。为使K值精确起见，可将公式（3）通过计算机编程运算。
表1 求刀具廓形深度与工件上相应廓形深度比值K的表 (af×10-3)
必须说明，表中K值是根据gf=5°、10°、12°、15°和后角af=10°、12°、15°，以及ri/r1比值N=1.10～4.00编制的。虽有上述限制，但就棱体刀所加工的工件范围来看已经很足够了，而且从工具和刀夹标准化来看也是非常有利的。
当刀具的前、后角数值与表中不同时或工件上ri/r1的比值N超出表中规定范围时，只要将公式（3）中gf 、af与N重新赋值，即可求出新的K值来，以简化刀具设计过程。
使用方法
如图2所示的成形工件廓形，材料为σb=0.784GPa的碳钢件，在C1336型自动车床上用棱体刀加工，刀具前角gf=10°，后角af=12°，成形表面粗糙度为Ra3.2µm，工件车削后不磨，试用上述简易查表计算法确定加工该工件用的棱体成形车刀廓形。
图2 工件廓形图
·具体步骤如下：
计算工件上各组成点处廓形深度api，由图2中可知，工件廓形上各组成点半径的平均尺寸为：r1=9mm；r2=11mm；r3=(26-0.28/2)/2=12.93mm；r4=(31.8-0.4/2)/2=15.8mm。
所以，工件上各组成点处廓形深度api分别为：ap2=r2-r1=2mm；ap3=r3-r1=3.93mm；ap4=r4-r1=6.8mm。
计算工件廓形上任意点处半径与基点处半径的比值：
N2=r2/r1=11/9=1.22≈1.2
N3=r3/r1=12.93/9=1.44≈1.5
N4=r4/r1=15.8/9=1.76≈1.75
查表并确定刀具上各组成点处廓形深度Pi：
K2=0.939，P2=K2aP2=0.939×2=1.878mm
K3=0.936，P3=K3aP3=0.936×3.93=3.678mm
K4=0.935，P4=K4aP4=0.935×6.8=6.358mm
图3所示为根据上述结果绘出的棱体成形车刀的廓形图。
图3 棱体车刀廓形图
由上可知，用上述方法确定棱体刀的廓形不但简便迅速，并且此法是用微型计算机来计算建表的，故有很高的精确度，经误差分析与计算，刀具廓形尺寸上的误差不会超过3µm，完全能满足工厂实际生产的需求。
刀具廓形的制造
棱体刀廓形的加工，通常都是先按修正计算所得的廓形值制作样板，然后按样板铣切或刨削，最后在光学曲线工具磨床上磨削成形。这种工艺方法不但工序多、周 期长，而且一般工厂也不具备光学曲线工具磨床这种专用设备。而目前工厂线切割机床应用已日益普及，它不但能保证刀具较高的制造精度，而且所用夹具简单，刀 具廓形可以一次加工成形，加工周期短，特别是对于制造高硬度的硬质合金成形车刀，优越性尤为明显。
图4所示为棱体刀线切割加工时的装夹示 意图。线切割前，须先加工好棱柱体和燕尾榫，经热处理并磨平各面，然后编程按加工程序将刀具切割成形。最后再在前刀面上切割出（或刃磨出）gf+af角 来。必须指出，线切割加工时，应选用合适的电规准以保证型面达到所需的表面粗糙度。实践证明，线切割时如采用弱规准小电流加工，可使刀具型面粗糙度值降 低，即使不经研磨加工也基本达到要求。
图4 棱体车刀线切割加工装夹示意图
图5 利用正弦规对棱体刀型面线切割加工示意图
对于平体成形车刀一般选用白钢条料作为刀坯，然后将其压装在具有斜角为af垫块的夹持座内，而垫块则固定在线切割机床的床面上。工厂在实际生产中，根据 棱体刀常用的后角值常配备有多种角度的垫块，作好标记，以便加工时选用。为保证后角af正确，如图5所示，可自制小型的正弦规垫在刀具下面对型面进行线切 割加工。最后再切割出前角gf来。
三、棱体刀廓形制造的新方法
前已指出，棱体刀廓形在制造前须进行修正计算。以下介绍一种棱体刀廓形制造的新方法，它不需进行繁复的修正计算工作，现将其加工原理简介如下。
图6 车刀型面不进行修正计算直接磨削成形的原理图
如图6所示，棱体刀的廓形在不同位置上，其廓形深度是不相同的。例如，在前刀面（KK剖面）内的廓形深度C（1）要大于工件相应点处廓形深度ap（1）， 而在与后刀面垂直的法面NN内廓形深度P则又比工件廓形深度ap要小，即P＜ap。显然，必定存在着某一个中间剖面AA，其上廓形深度1将和工件廓形深度 ap是相同的。根据这个原理，若按AA剖面内廓形刃磨刀具的型面，此时刀具的廓形与工件廓形将是相同的，也即不再需要对型面进行修正计算。为了确定该平面 的位置，可通过刀具上的基点1作平行于AA平面的平面线A′A′（称为辅助平面），刀具在此A′A′平面内的辅助前角为gfe。若刀具在基点处前角和后角 分别为gf和af，则gfe可由图6中Δ12′
和Δn2′m中求出。因为： Ccos（gf+a）=1cos（gfe+a）
令1=ap，而cosgf≈ap/C，故可得：
1
（4）
必须指出，用公式（4）算出的gfe角数值虽存在一定误差，但其值是不大的，它可归入到工件廓形加工部分要求的公差内。
例如，在制造gf=10°和af=12°的成形插刀时，如用上述方法，可先用公式（4）算出辅助前刀面上前角gfe=7°42′，并按此角作出前刀面。然后如图7所示，
1.磨床工作台 2.垫块 3.棱体刀 4.玻璃板 5.工作样板 6.砂轮 7.型面
图7 刀具型面直接磨削成形装备图
将刀具3通过正弦尺或垫块2倾斜af=12°安放在平面磨床工作台1上，于是即可用砂轮6沿着后刀面来磨刀具的型面7，显然此廓形与工件廓形是安全相同 的，并可用与工件型面完全相同的样板5沿gfe角辅助前刀面来检查刀具型面刃磨是否正确。为便于样板测量起见，可在gfe角辅助前刀面上放置一块玻璃板 4。最后再以gf=10°磨出刀具所需前角的前刀面来。
实践证明，用此法加工复杂型面的工件时，能免除刀具廓形繁复的修正计算工作，也不需制造特殊的专用样板，（只要用检查工件型面的对板即可），并且它仍能达到工件所需的加工精度。
来源：《中国制造业信息化》
作者：淮阴工业专科学校 叶伟昌 郑良红 汪通悦
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微波等离子体化学气相沉积(MWPCVD)是一种新的薄膜制备方法，本文在自行研制的水冷反应室式MWPCVD装置中用这种方法进行制备金刚石膜的工艺研究。
首 先详细解释了水冷反应室式MWPCVD装置的工作原理、结构和特点，并着重阐述了为该装置配套的新型微波功率源的原理设计，采用高压开关电源与普通不可控 高压整流电源串联的独特方式为磁控管提供阴极负高压，并对阳极电流进行反馈控制，从而建立起高精度、大功率、快响应、抗干扰的压控微波功率源，满足沉积金 刚石膜的需要。
在平稳微波下进行了沉积金刚石膜的研究，得到下述结果：1)用金刚石粉进行基片预处理时，随着处理方式¾¾研磨、超声、研 磨加超声¾¾的不同，金刚石的形核密度也是不同的，研磨加超声的处理方式能够获得最大的形核密度，其次为研磨处理方式，而超声处理方式获得的形核密度最 小；选用较细的金刚石粉将有利于提高金刚石的形核密度，减小沉积膜中金刚石颗粒的尺寸。2)当微波功率为1200W时，在4.0~10.66kPa的气压 范围内，升高反应气压有利于提高金刚石膜的沉积质量；当微波功率为1500W时，在5.33~8.0kPa的低气压范围内，升高气压亦有利于提高金刚石膜 的沉积质量，但在 8.0~12.0kPa的高气压范围内，升高气压反而使金刚石膜的沉积质量发生劣化。3)较低的CH4浓度有利于沉积非金刚石相碳含量较低的金刚石膜； 1%的适中CH4浓度有利于沉积结晶形态最佳的金刚石膜。4)基片H2微波等离子体处理有利于降低沉积样品中非金刚石相碳的含量，但不利于提高金刚石的形 核密度。
在脉动微波下进行了沉积金刚石膜的研究，得到下述结果：1)采用合适的脉动微波，能使金刚石膜的沉积质量显著提高，并能使金刚石 膜中的微晶石墨得到几乎完全的抑制。2)过长或过短的平底时间或脉动周期均不利于金刚石膜中非金刚石相碳含量的降低，只有适中的平底时间或脉动周期才有最 佳的降低非金刚石相碳含量的效果。3)脉动微波会使金刚石的形核密度有所下降。4)脉动微波下，即使选用较高的CH4浓度，也能得到沉积质量比在平稳微波 下采用较低的CH4浓度所制备的金刚石膜的沉积质量要明显提高的金刚石膜。
在平稳微波下研究了O2对金刚石膜的MWPCVD的影响。发 现：1)在较低的O2浓度范围内，增加O2浓度有利于提高金刚石膜的沉积质量；但在较高的O2浓度范围内，增加O2浓度反而会降低金刚石膜的沉积质量。 2)在较低的O2浓度范围内，增加O2浓度有利于提高金刚石的形核密度；但在较高的O2浓度范围内，增加O2浓度反而会降低金刚石的形核密度。3)随着反 应气压的上升，沉积金刚石的O2浓度限是下降的。
以平稳微波在CH4/H2反应气体中对金刚石膜的低温(低功率低压)MWPCVD进行了 研究，发现：1)即使基片温度低至355℃，仍能实现金刚石膜及质量较好金刚石膜的沉积；2)当微波功率为900W时，在3.47~2.4 kPa的气压范围内，降低反应气压有利于提高金刚石膜的沉积质量；3)在484~355℃的较低基片温度下沉积出的金刚石膜中均存在压应力。
对MWPCVD金刚石膜进行了透光性研究，得出如下结论：1)用MWPCVD法可制备出红外透明金刚石薄膜和金刚石自持膜；2)脉动微波有利于沉积透射率较大的金刚石膜薄膜和透射率较大、透光性较好的金刚石自持膜；3)在脉动微波下可制备出可见光区半透明金刚石自持膜。
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作者：中国科技大学 张竞敏 黄松筠
刚 石是单一碳原子的结晶体,其晶体结构属原子密度最高的等轴面心立方晶系。金刚石晶体中碳原子间的连接键为sp3杂化共价键，具有极强的结合力、稳定性和方 向性。金刚石独特的晶体结构使其具有自然界最高的硬度、刚性、折射率和导热系数，以及极高的抗磨损性、抗腐蚀性及化学稳定性。
单晶金刚石 的优良特性可以满足精密及超精密切削对刀具材料的大多数要求，是理想的精密切削刀具材料。金刚石无内部晶界的均匀晶体结构使刀具刃口在理论上可以达到原子 级的平直度与锋利度，切削时切薄能力强、精度高、切削力小；其高硬度及良好的抗磨损性、抗腐蚀性和化学稳定性可保证刀具具有超长寿命，从而能进行长时间的 持续切削，并可减小因刀具磨损对零件精度的影响；其高导热系数可降低切削温度和零件的热变形。
单晶金刚石刀具在机械加工领域具有重要地 位，广泛应用于诸如反射镜、导弹和火箭的导航陀螺、计算机硬盘基片、加速器电子枪等超精密镜面零件的加工。单晶金刚石还可用于制造眼科、脑外科手术刀、超 薄生物切片刀等医用刀具。此外，单晶金刚石刀具在民用产品加工中的应用也日趋广泛，从手表零件、铝活塞、首饰等的加工到制笔、高光标牌及有色金属镜面装饰 零件的加工，其应用已进入机械加工的多种领域。
本文重点讨论单晶金刚石刀具的设计原则及使用技术。
1.单晶金刚石刀具镜面加工机理
切 削加工后的残留面积高度h=f/(ctgkr+ctgkr')即为已加工表面的理论粗糙度值，它随进给量f、刀具主偏角kr和副偏角kr'的减小而减小。 由于主偏角kr的减小会使Fy力迅速增大而引起刀具振动，减小进给量f则会影响切削效率，所以一般通过减小副偏角kr'来降低表面粗糙度值。
常 规切削用刀具表面较粗糙，刀刃平整性差，若选用的副偏角过小，一方面副切削刃的不平整会复映到已加工表面上；另一方面还会加剧副后刀面与已加工表面的摩 擦，将已加工表面“拉毛”。所以在常规切削中，副偏角约为2°时加工表面粗糙度值最小，进一步减小副偏角则会使已加工表面质量恶化。
单晶金刚石刀具的表面粗糙度值可小于Ra0.01µm，刀刃质量至少可达到在100倍显微镜下观察无缺陷，加之摩擦系数极小，所以其副偏角极限值可减小至0～2'，从而可使加工表面粗糙度理论值接近或等于零，实际表面粗糙度值可达到镜面或超光滑表面的要求。
由此可见，就刀具本身而言，单晶金刚石刀具的镜面加工机理是通过刀具的超光洁表面和无缺陷的副切削刃(修光刃)的作用，使加工表面粗糙度理论值接近于零来获得镜面加工效果。
2 单晶金刚石刀具的设计
设计单晶金刚石刀具时需要考虑的主要因素有：①被加工零件精度要求；②实际加工条件；③金刚石材料的特性。
设 计单晶金刚石刀具时，应遵循以下原则：①由于单晶金刚石硬度高、加工困难，因此刀具的形状应尽可能简单；②根据单晶金刚石脆性大、抗冲击能力差的特点，应 结合实际加工条件，通过对刀具几何形状的优化，提高刀头的抗冲击能力；③根据被加工零件的精度要求设计修光刃长度，同时应考虑刀具的切薄能力。
下面以几种常用刀具为例，讨论单晶金刚石刀具的设计方案。
计算机硬盘基片车刀
计算机硬盘基片用于信息的存储，其材料为铝或铝合金，基片表面粗糙度值越低，存储密度越大，因此降低其加工表面粗糙度值十分关键。同时由于基片厚度小于0.9mm，为防止其变形，应尽量减小加工时的切削力和挤压。
硬盘基片的切削采用具有良好刚性和稳定性的超高精度磁盘车床。切削深度约为0.01～0.02mm,进给量约为0.5mm。
硬 盘基片单晶金刚石车刀的刀头形状如图1所示。刀头有两个主切削刃，加工时可以左右进刀。较长的修光刃可保证左右两个方向加工时修光刃后刀面的磨损不会互相 干涉。两个主前刀面在进给方向下倾5°，从而得到约2.5°的负前角，使切屑流向待加工表面，以避免切屑划伤已加工表面。金刚石车刀非常锋利，刀刃圆弧半 径小于100nm，5°的后角已可充分减小后刀面与已加工表面的挤压和摩擦。
图1 硬盘基片车刀刀头形状该刀具的关键质量要求是刀刃及刀尖在500倍显微镜下观察无缺陷。其设计原则同样适用于其它超精密镜面加工刀具。
首饰批花刀
首 饰批花刀用于在金、银首饰上铣削出树叶形的花纹图案，实际上是一种成型铣刀，其刀头形状如图2所示。刀尖角在110°～150°之间，以适应不同大小及深 度的花纹加工。由于批花机床结构简单、刚性差、振动大，加之采用断续干切削，加工条件很差，因此批花刀刀头需要具有较强的抗冲击能力。5°的负前角和1° ～1.5°的后角可有效增加刀刃强度，同时较小的后角还可使刀具与工件之间适当挤靠，使切削不至于“发虚”，防止切削振动在已加工表面形成“振纹”。
图2 首饰批花刀刀头形状首饰批花刀与加工表壳及一些高光装饰零件用刀具的设计原则大致相同，该类刀具要求刀刃在200～500倍显微镜下观察无崩口。
隐形眼镜车刀
隐 形眼镜所用材料非常柔软，且有一定的抗拉强度，一般材料刀具由于刀刃圆弧过大，很难对其进行切削加工。由于车削加工后还有一道研磨工序，因此车削加工的表 面粗糙度只要求达到Ra0.1µm，车削加工的主要目的是得到具有一定形状精度的凹凸圆弧面，对刀具的主要要求是刀刃的锋利性。隐形眼镜车刀的刀头形状如 图3所示。为满足切削凹圆弧面的需要，采用15°的后角，要求刀刃在100倍显微镜下观察无崩口。
图3 隐形眼镜车刀刀头形状3 单晶金刚石刀具的使用与维护
单晶金刚石刀具脆性大，加之刀刃非常锋利，受到冲击时容易产生崩刃，因此应尽可能在平稳、无振动的工作条件下使用；同时还应尽可能提高工件和刀具的装卡刚性及整个系统的刚性，增加其抗振能力。切削用量以不超过0.1mm为宜。
较高的切削速度可减小切削力，而低速切削则会增大切削力，从而加速刀具崩刃失效，因此采用金刚石刀具加工时切削速度不宜过低。
应避免在静止状态下使金刚石刀具与工件或其它硬物接触，以防止碰伤刀具刃口。操作人员的指甲和指纹中容易夹带砂粒等硬质物，用指甲或手指直接刮擦刀刃也可能损坏金刚石刀刃。金刚石刀具的检测和调刀应采用光学仪器等非接触式测量方法。
应采用脱脂棉加适量酒精或丙酮清洗金刚石刀具。刀具不使用时应套上橡胶或塑料保护套，并放置于单独的刀盒中。
使 用直线修光刃金刚石刀具进行镜面切削时，要求副偏角小于几分，而刀具在安装过程中可能产生达1°的安装误差，所以加工前需要对刀具进行对刀，通过调整刀具 修光刃与进给方向的平行度，以获得最佳的加工表面粗糙度。对刀方法如下：首先在工件上加工出一小段表面，然后在10～30倍显微镜下调整刀具，使修光刃与 其在新加工表面中的镜像平行。由于平行度要求较高，因此必须进行耐心而精细的反复调整。应注意：拧动刀杆夹紧螺钉时可能使刀具产生微小转动而导致对刀失 败。
由于直线修光刃刀具的对刀过程费时费力，因此对于一些精度要求稍低的镜面切削可采用半径为10～30mm的圆弧刃刀具代替直线修光刃 刀具。这种圆弧刃刀具的形状与隐形眼镜车刀类似，只是减小了后角，增大了刀尖圆弧半径。使用这种刀具不但可简化对刀过程，而且当一段圆弧磨损后，稍微转动 刀具后还可使用另一段新圆弧，从而增加了刀具寿命。高精度的单晶金刚石圆弧刀具也是加工凹面反射镜的必备刀具。
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AXaa01 钢
AXaa0101 不锈钢
AXaa01010001 凝胶-封孔法制备不锈钢表面陶瓷膜层
为改善不锈钢的抗高温氧化性和耐磨性，拓宽其应用范围，采用凝胶-封孔法在不锈钢表面制得陶瓷膜层。介绍了该方法的工艺过程，探讨了电沉积及封孔机理以及各因素对成膜过程的影响。该方法所得陶瓷膜层光滑平整，具有好的耐磨性及抗高温氧化性。
AXaa01010002 不锈钢带螺帽支臂凸焊工艺研究
采用电阻点焊机代替凸焊机，研究了0Cr16Ni6不锈钢带螺帽支臂的凸焊工艺，利用带定位孔的专用电极满足了焊件的缝隙均匀度及同轴度的要求，选取合适的工艺参数，对0Cr16Ni6不锈钢进行凸焊，获得了满意熔核尺寸和接头强度，满足了产品要求。
AXaa01010003 激光表面热处理对4Cr13不锈钢疲劳性能的影响
激 光表面热处理技术是随着激光技术的产生而发展起来的，出现于上世纪70年代。目前，此项技术在国外已达到了相当高的水平，并实现了飞机主传动齿轮、导弹发 射系统用凸轮等零件的生产线处理。国内则由于激光技术起步较晚，从上世纪80年代才陆续开始了这方面的研究，并成功地将此项技术应用到汽车行业中的钢套、 凸轮轴的激光热处理，创造可观的经济价值。
激光热处理属于瞬态基体自淬火，加热和冷却速度很快，达106℃/s，得到细晶马氏体，因此表现出一些 优良的机械性能。研究激光热处理后的疲劳性能，并与原始态进行比较，了解激光处理材料前后的性能变化征，为此项技术的扩大应用奠定基础。Singh等人对 1045钢的研究指出，材料激光处理后的表面残余压应力值可达364～512Mpa，经统计分析，各种碳钢经激光处理疲劳强度可增加10kg/mm3。
AXaa01010004 UHMWPE与不锈钢配副的磨擦磨损性能研究
在自制的销一盘式磨损试验机上考察了不锈钢盘样表面粗糙度对超高分子量聚乙烯磨擦磨损行为的影响，并利用光学显微镜观察了磨擦副表面的形貌。结果表明，表面粗糙度对超高分子量聚乙烯的磨擦磨损性能有较大影响，存在着最佳表面粗糙度范围。
AXaa01010005 不锈钢电化学发黑工艺研究
介绍了一种适合不同类不锈钢发黑的新工艺，讨论了配方成分和工艺参数等对发黑膜的影响。实验证明：该工艺简单、发黑快、污染小，所得膜层黑度深，色泽均匀，结合力和耐磨性好。
AXaa01010006 不锈钢低温化学着色工艺
在H2SO4 -Co3溶液中加入过渡元素的盐类化合物，研制了一种不锈钢低温化学着色新工艺，并探讨了各成分和操作条件对着色膜质量的影响，检测了着色膜的有关性能； 所得着色膜色泽鲜艳、丰满度好、耐蚀性好、操作温度低（55~70℃），工艺维护管理简便，具有较高的应用推广价值。
AXaa01010007 316L不锈钢无铬钝化工艺研究
利用动电位扫描法和化学浸泡法研究316L不锈钢在两种无铬钝化工艺条件下所形成的钝化膜的耐点蚀性能。结果表明，钝化液组分Wb具有良好的钝化效果。
AXaa01010008 不锈钢电解抛光工艺的研究与工业应用
报道了不锈钢电解抛光的温度、电位、电流、时间等工艺条件对抛光质量的影响。并介绍了实际的工业应用情况。
AXaa01010009 不锈钢表面处理应用技术简介（Ⅱ）
AXaa01010010 不锈钢衬底上锆钛酸铅膜的制备
以 改性二氧化锆为过渡层，用溶胶-凝胶法在不锈钢衬底上成功制备了锆钛比为52/48的锆钛酸铅膜。扫描电镜分析表明，膜的表面平整，无裂纹。X射线分析结 果说明，经650℃退火30min后，膜为纯的钙钛矿相。以衬底为下电极、直径为0.32mm的金上电极，测量了0.8μm膜的电滞回线及其它性能，膜的 剩余极化为18μC/㎝2.
AXaa01010011 铀污染的不锈钢表面去污方法研究
AXaa01010012 304HC不锈钢的热塑性及变形抗力的模型
利 用热力模拟机测定了304HC不锈钢的热塑性图。分析了Cu元素对热塑性的影响。并建立了变形抗力数学模型。采用金相、能谱射线及电子探针研究了热变形后 的显微组织、夹杂物和断口形貌。结果表明：304HC不锈钢随Cu质量分数的升高，其热塑性下降。加工温度对热塑性也有重要的影响，合理的加工温度为 1100-1200℃。塑性下降的原因是在冷却过程中从奥氏体中析出Cu2S，Cu2O等脆性化合物。
AXaa01010013 不锈钢离子镀Ti（C，N）膜后的抗氧化性能研究
采 用空心阴离子镀的方法在奥氏体不锈钢（1Cr18Ni9Ti）的表面沉积了Ti（C，N）膜。通过扫描电镜、X射线衍射分析等观察了试样的氧化情况，进行 了物象分析，研究了镀膜的抗氧化性能。结果表明，该膜层能大大提高基体的抗氧化性能。另外，还对膜层的抗氧化行为和机制进行了分析和讨论。
AXaa01010014 不锈钢高效氩弧焊剂的研制
针 对304不锈钢的焊接研制了一种A-TIG焊活性剂。该活性剂由B2O3、MnO、Fe2O3、Al2O3、SiO2、TiO2、Cr2O3、NaF等组 成。分析了各单一活性剂对焊接熔深的影响规律，在此基础上结合304不锈钢的合金元素系统，初步确定了活性剂的基本成分。利用正交试验得出了各组元含量变 化对焊接熔深的影响规律，所得到的配方可使焊接熔深增加2倍多，可将8mm厚不锈钢直边坡口对接一次焊透。焊接接头的金相组织，焊缝的化学成为，焊接接头 的力学性能和抗晶间腐蚀性能均能满足相关的要求。
AXaa01010015 Ocr16Ni5Mo不锈钢疲劳性能研究
通过疲劳试验对0Cr16Ni5Mo不锈钢疲劳性能和海水中的腐蚀疲劳性能进行了研究，并对断口特征进行了金相及SEM分析。海水介质中疲劳开裂具有表面多条裂纹源特征，裂纹尖端的应力集中加速裂纹扩展造成腐蚀疲劳强度降低，裂纹扩展至断裂符合正常疲劳断裂机理。
AXaa01010016 铍/HR-1不锈钢热等静压扩散连接界面特性研究
采 用热等静压（HIR）方法，对铍与HR-1不锈钢（SS）在加Cu单层或Cu/Ni双层过渡材料的条件下进行扩散连接。利用金相显微镜、扫描电镜 （SEM）、俄歇电子能谱（AES）、显微力学探针（MPM）及拉伸试验分析了接头扩散区的显微组织，微区成分和力学性能。探讨了扩散区成分，组织，硬度 及弹性模量分布的关系。研究表明，加Cu单层过滤材料能有效阻挡Fe向铍端的扩散，但不能阻挡铍向不锈钢端的扩散和消除合金元素Ni向Be/Fe及 Be/Cu的偏聚，存在幅度较大的弹性模量跃变，造成应力集中和开裂。加Cu/Ni双层过渡材料能实现Be,Cu,Ni与不锈钢间的互扩散，其结合强度为 50MPa，是实现铍与不锈钢扩散连接和提高接头质量的可选方法。
AXaa01010017 钨酸根抑制不锈钢局部腐蚀的机理
用X 射线光电子能谱（XPS）研究AISI304不锈钢在含WO42-+Cl-的模拟闭塞电池中形成钝化膜的组成与结构及WO42-抑制其局部腐蚀的机理。研 究表明，闭塞区内AISI304不锈钢表面的钝化膜的外层主要为WO42-、CrO3、CrCl3、FeCl2和FeCl3溅射5min时膜内层主要为 Cr2O3、CrOOH、Cr(OH) 3、FeCl2、FeCl3和WO3。WO42-对钝化膜的影响在于WO42-迁入闭塞区后吸附在金属表面，可全部或部分取代吸附在钢表面的Cl-，并与 腐蚀产物Fe2+发生氧化还原反应生成Fe3+和WO2，WO42-与Fe2+、Fe3+反应生成难溶化合物FeWO4和Fe2(WO4) 3覆盖在阳极上，形成较耐蚀的保护膜，降低闭塞区内自催化剂率速度，从而抑制局部腐蚀的进一步发展。
AXaa01010018 不锈钢载波钝化着色膜性质的研究
提出了一种新的不锈钢着色方法-载波钝化着色，即在无铬的硫酸溶液中用载波钝化的电化学方法得到各种色彩的不锈钢表面。同时研究了载波钝化着色膜的性质。研究结果表明，不锈钢表面的色彩是由于膜的进一步所致，膜层结构呈微晶-非晶过渡态，而且膜层的导电性具有整流性。
AXaa01010019 不锈钢表面处理应用技术简介（Ⅰ）
从实用技术方面综合介绍了不锈钢表面处理的有关应用技术，诸如不锈钢酸洗、化学与电解抛光、电镀、着色及腐蚀制版等方面。
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AXaa01010020 不锈钢冷加工形变诱发马氏体相变及其腐蚀行为
在 实验室和现场对经过不同温度、不同方式、不同程度冷加工的奥氏体304不锈钢进行马氏体相变量的检测，研究了冷加工与马氏体相变的关系；通过浸泡试验和金 相显微镜研究了304不锈钢在腐蚀过程中马氏体含量的变化。结果表明，冷加工能产生不同程度的马氏体相变；在腐蚀过程中，马氏体相存在优先溶解。
AXaa01010021-01 氮离子注入对马低体不锈钢的表面改性作用＊
自 从七十年代英国首先开展离子注入的工业应用研究以来，这一技术作为表面改性的有效方法得到了快速的发展。与渗氮和离子镀相比，氮离子注入由于对马氏体不锈 钢具有更好的强化效果而特别受到重视。其与钛共沉积相结合的离子束增强沉积（IBAD）可以在表面形成氮化钛薄层，由于氮化钛具有很高的硬度和化学稳定性 而使之格外引人注目。对表面改性层的研究不仅具有工程意义，也是金属物理所关注的课题，因此对氮离子注入时所产生显微组织变化的正确认识无疑是很有意义 的。本工作对马氏体不锈钢的氮离子注入表面改性层作了研究。
AXaa01010022 激光快速成形316L不锈钢的蛆织及性能
基于－般快速成型原理，采用激光熔化同轴输送的316L不锈钢粉末，在沉积基板上逐层堆积出薄壁金属零件，所制零件组织致密，成分均匀，具有快速囊固组织特征，力学性能与铸态及锻造退火态相当，可满足直接使用要求。
AXaa01010023 溶液pH值对不锈钢亚稳态孔蚀行为的影响
用 测试动电位的电流－时间曲线法研究了不锈钢在不同pH值的NaCl溶液中的亚稳态孔蚀行为。结果表明，随溶液pH值升高，316L不锈钢在NaCl溶液中 的亚稳孔形核电位Em和孔蚀电位Eb均正移；不同NaCl浓度下，Em和Eb随溶液pH值的变化趋势基本一致。溶液pH值对亚稳孔形核数有明显影响，随 pH值升高形核数降低，但pH值对亚稳态孔蚀过程的动力学参数，包括亚稳孔生长速度，峰值电流和平均寿命，均影响不大。
AXaa01010024 不锈钢硫酸-硫酸铜晶间腐蚀试验方法合理性的探讨
按GB／T4334．5－2000《不锈钢硫酸－硫酸铜腐蚀试验方法》来判定焊接头是否具有晶间腐蚀倾向不合理，通过试验和分析，弯曲试验压头直径应大地或等于4倍板厚。
AXaa01010025 不锈钢的化学合成及其耐蚀性能研究
利用金属氧化物与金属的还原反应制备了新型不锈钢，并研究了这种不锈钢在不同腐蚀介质中的耐蚀性能.结果表明，采用这种特殊工艺制备的不锈钢具有比成分类似的变形不锈钢更优异的性能。
AXaa01010026 高温浓硫酸用DS-1高硅不锈钢板材的研制
介 绍用于高温浓硫酸的DS-1高硅不锈钢板材的研制，主要包括合金成分的设计和制造工艺的确定。DS-1系高硅奥氏体不锈钢，在高温浓硫酸中具有优良的耐腐 蚀性能，固溶处理后具有较好的力学性能、变形性能和工艺性能。采用合适的制造工艺可生产3.0mm×1000mm×2000mm的热轧板材和厚度小于 1.0mm的冷轧板材，可用于硫酸装置干吸塔、板式换热器、泵槽等设备的制作。
AXaa01010027 海泥中硫酸盐还原菌对1Cr13不锈钢腐蚀的影响
利 用交流阻抗测试技术，扫描电镜及表面能谱、失重法、微生物分析等方法，在室内模拟条件下研究了海泥中硫酸盐还原菌对1Cr13不锈钢腐蚀的影响，及在含和 不含硫酸盐还原菌的海泥构成的宏电池腐蚀中1Cr13不锈钢的腐蚀行为。试验结果表明，在有菌泥中1Cr13不锈钢的自然腐蚀速度均大于在来菌泥中，两者 相差5.1倍。说明海泥中硫酸盐还原菌增大了1Cr13不锈钢的腐蚀速率。在有菌和灭菌海泥构成宏电池时，有菌海泥中1Cr13不锈钢作为阳极，腐蚀速率 比自然腐蚀状态下有所增大，加速率为14.6%。而在灭菌海泥中1Cr13不锈钢作为阴极，腐蚀速率比自然腐蚀状态下有所减小。
AXaa01010028 ZeCorTM-浓硫酸用不锈钢
AXaa01010029 大化肥管线中的不锈钢缠绕垫的检测
常 规300系列不锈钢缠绕垫光谱分析要依次检验波长λMn 473.9nm→λCr 492.228nm→λTi499.95nm→λNi503.54nm→λMo603.06nm顺序进行光谱线强度评定，需要转换鼓轮5次以上，在同一激 发点的时间要达到5min以上。引入540~570区间，λCr 562.5nm、λMn 547.69nm、λMo553.31nm、λTi551.25nm在同一激发点只要10~15s时间即可完成缠绕垫的检测。
AXaa01010030 不锈钢精密件电抛光工艺的研究
研究开发了磷酸含量低、无铬酐型的不锈钢电抛光溶液及工艺方法，并对溶液的配制、工艺参数的确定，以及溶液的保养、维护做了较全面介绍，此抛光溶液及工艺方法尤为适用于精密仪器，尤其是尺寸要求严格、薄壁的工件，抛光效果好，毒性小，溶液使用周期长。
AXaa01010031 不锈钢精练脱磷渣的研究
总结了目前国内外不锈钢脱磷的两种主要方法：氧化脱磷法和还原脱磷法，并分析了影响这两种脱磷方法效果的因素。指出在氧化脱磷中更有效的渣系是BaO基渣系；虽然还原脱磷的工艺复杂，但因其不损失合金元素，并有很好的脱氧、脱硫效果，是具有很大潜力的脱磷方法。
AXaa01010032 不锈钢氧化法脱磷的热态模拟
在热力学计算的基础上，利用10kg感应炉模拟电弧炉进行了不锈钢脱磷试验，讨论了不锈钢脱磷的工艺要点，建议温度为1600℃的水平时，脱磷碳含量应大于1.55%。
AXaa01010033 不锈钢酸洗、钝化工艺研究
介绍了pH15-5不锈钢酸洗、钝化加工过程中的影响因素、加工工艺配方及钝化膜质量状况。
AXaa01010034 不锈钢着银灰色的技术研究
分 别采用化学浸渍法、电解着色法对1Cr18Ni9Ti不锈钢着银灰色处理，研究了着色液中铬酐浓度、添加剂浓度和电流密度对成膜的影响。通过对所得的银灰 色不锈钢进行性能分析和测试，结果表明着银灰色不锈钢表面耐蚀性能与未着色的不锈钢相当，耐磨性、耐热性等优于后者。用X-射线衍射和扫描电镜方法研究膜 层结构和表面形貌，表明不锈钢表面形成了致密Cr2O3、Ni2O3、TiO氧化物膜。
AXaa0102耐磨耐蚀钢
AXaa01020001 活性钢热浸锌镍合金镀层工艺与性能
热浸锌镍合金镀层技术是解决活性钢热镀锌问题的有效方法。分析了在常规热镀锌浴中加镍后，镍在镀层形成过程中的作用，以及对镀层工艺、性能的影响。结果表明，热浸锌镍合金镀层具有良好的粘附性能和耐腐蚀性能，表面光亮、均匀、减少了超厚现象，硬度和耐磨性有所提高。
AXaa01020002 耐H2S腐蚀的稀土合金钢（09Cr2AlMoRE）
在 原抗H2S应力腐蚀专用钢12Cr2AlMoV的基础上进行元素优化，用稀土（RE）元素代替钒（V），同时降低C、S、P的含量，制得的稀土合金钢 09Cr2AlMoRE的冲击韧性、焊接性能和耐腐蚀性能明显优于12Cr2AlMoV，经720小时H2S恒载应力腐蚀试验，09Cr2AlMoRE基 体及焊缝的恒负荷拉伸应力腐蚀试验临界拉伸断裂应力th分别为0.70s和0.75s，远高于美国腐蚀工程协会在NACE MRO175-97中规定的th0.45s的要求，适合在H2S腐蚀环境中应用。
AXaa01020003 耐侯钢的研究与发展现状
回顾了近年来耐侯钢研究的进展概况，重点总结了耐侯钢的实验研究方法、锈层的形成机制、锈层的显微组织及生长过程中的影响因素，分析了钢的腐蚀防护情况。
钢 的腐蚀是一个普遍而严重的问题。1995年的统计表明，我国每年因腐蚀而损失的钢材达1000多万吨，其中由于大气腐蚀而造成的损失则占全部的一半，因此 自20世纪初大气腐蚀便成为一个重要的研究领域。1916年，美国实验和材料学会（ASTM）开始了大气腐蚀的研究。Larrabee等先后进行了大气腐 蚀数据积累工作，总结腐蚀规律，探讨了腐蚀机机理。20世纪30年代，美国钢铁公司开发了耐侯钢（weathering steel）,并得到了广泛的应用。我国从60年代进行耐侯钢的研究和大气暴露实验。国家科委和国家自然基金委组织了全国环境腐蚀实验研究网站，自 1983年开始了5个周期20年的数据积累工作及计划。此外，我国的科学工作者还结合我国的资源优势开发出了09MnNb、15MnMoVN和 14MnMoNbB等耐侯钢种。在台湾省也有人正致力于这方面的研究。
AXaa01020004 暴露1年的耐大气腐蚀用钢表面锈层分析
测 量了碳钢和耐候钢在上海地区大气中的腐蚀速率，分析了测定了锈层的相组成以及合金元素的分布。结果表明，腐蚀1年的碳钢表面锈层没有分层现象，且锈层中存 在着较多的孔洞和裂纹；耐候钢的表面锈层已经产生了明显的分层现象，内锈层主要有-FeOOH和-FeOOH构成，外锈层有-FeOOH和FeO构成。在 内锈层中存在着裂纹，裂纹处产生了Cr元素的富集现象。
AXaa01020005 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87水飞溅区的腐蚀有基本相同的影响效果。
AXaa01020006 含铬低合金在钢在海水全浸腐蚀过程中"逆转"机理的研究
通过含铬低合金钢的实海全浸试验和腐蚀试样锈层的分析研究，针对含铬低合金钢在海水全浸腐蚀中产生的"逆转"现象，应用电化学原理，提出了含铬低合金钢在海水腐蚀时的微电池腐蚀机理模型，较好的解释了这种"逆转"现象和实验结果。
AXaa01020008 钢热浸镀55%Al-Zn合金工艺及涂层性能研究
为 了克服热浸镀Al和Zn的缺点，并将二者优点集于一体，试验得到了一种新的氟化物混合水溶液型助镀溶剂，用于浸镀55%Al-Zn合金和纯Al。列出了新 的氟化物低浓度混合水溶液型助镀溶剂的配方及相应的工艺参数。浸镀结果表明，镀层表面与钝化工艺所的的结果一样平整、光滑。中性盐雾试验、温泉水浸泡试验 和抗高温氧化试验后镀层各种性能均优于其他浸镀工艺，所研究的水溶液型助镀溶剂成本低廉，耐热、耐蚀性能优异，抗氧化温度为800℃。
AXaa01020009 高耐磨合金钢W1研制
论 述合金元素C、W、Cr、V、RE在钢中的作用及高耐磨合金钢W1成分的选择。介绍了四因素三水平正交设计法进行W1钢的冶炼、锻造和热处理工艺。稳定条 件试验取得了良好的效果。推荐W化学成分为CⅡWⅢCrⅠVⅡ，其洛氏硬度HRC达到62.48，冲击韧性αk达到22.85J/cm2。与M2高速工具 钢相比，HRC高一些，αk稍低一些，但合金元素含量仅为M2钢的40％左右。
AXaa01020010 玻璃钢夹砂管耐磨内衬材料的研究
通过对几种材料耐磨性的研究，找到了作为输送天然河水用玻璃钢夹砂管较理想的内衬材料。
AXaa01020011 艉轴端面密封副摩擦学性能研究
对舰用艉轴密封副材料进行了筛选和研究，结果表明在不锈钢基体上热喷熔镍基合金不仅经济性好，而且其与YG8组成的摩擦副具有极其优异的摩擦学性能，优于硬质合金摩擦副。解决了因海水中泥沙含量大而导致机械密封环寿命过短的问题。
AXaa01020012 喷丸与电泳沉积稀土薄膜复合处理提高T9l钢抗水蒸气氧化性能的研究
采 用喷丸与电泳沉积稀土薄膜复合处理工艺对T91钢进行表面处理。在管式高温水蒸气氧化实验装置中，以600℃脱氧水蒸气氧化300h的试验条件评价其抗水 蒸汽氧化性能。结果表明，该处理方法可以减小氧化抛物线速度常敷，有效改善抗氧化性能，较单－沉积稀土薄膜效果更为显著。与原材料相比，氧化物晶粒直径可 由3～5 m细化至约0.5 m。分析了喷丸与沉积稀土薄膜对氧化机理的影响，并讨论了复合处理工艺对氧化过程中扩散机理的影响以及氧化膜物相组成的变化。
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