新型焊接工藝對不銹鋼薄板焊縫成形及接頭性能影響的研究進展

栗卓新，王 寧，TILLMANN Wolfgang

(1.北京工業(yè)大學材料科學與工程學院，北京 100124)(2.多特蒙德工業(yè)大學材料工程研究所，德國 多特蒙德 44227)

1 前 言

2006年以來，中國的不銹鋼消費量一直居世界首位，其中不銹鋼板材的使用以4 mm以下冷軋薄板為主。據統(tǒng)計，2014年全球不銹鋼冷軋薄板的對外貿易量占全部不銹鋼外貿總量的47.7%[1]?？紤]到低碳環(huán)保、輕量化、降低成本等需求，不銹鋼薄板在軌道客車的消費比例逐漸增加[2]。此外，我國食品、釀造行業(yè)90%以上的常壓容器全部由不銹鋼薄板加工制造[3]。不銹鋼薄板作為一種性能優(yōu)越的節(jié)約型材料，符合當前發(fā)展循環(huán)經濟的趨勢，具有良好的發(fā)展前景。

連接不銹鋼的首要方法是焊接，約25%的不銹鋼需要經過焊接才可投入使用[4]。目前，高能束焊(high grade energy welding，HGEW)、攪拌摩擦焊(friction stir welding，F(xiàn)SW)等新型焊接工藝已被廣泛用于輕質合金及薄板材料的焊接，并逐步用于不銹鋼薄板材料的焊接，但仍需要進一步對其工藝進行開發(fā)和技術推廣。與之相比，電弧焊因熱輸入較大，難以保證薄板的焊縫成形質量，且會導致焊接接頭處晶粒粗大，影響其力學性能及耐腐蝕性[5]，還需要技術改進。

基于不銹鋼薄板焊接的重要性，本文綜述了新型焊接工藝及改進工藝后的電弧焊技術在不銹鋼薄板焊接的最新研究現(xiàn)狀，重點介紹不同焊接工藝對不銹鋼薄板焊縫成形及接頭性能影響的研究進展，最后對未來研究趨勢進行展望。

2 焊接工藝對不銹鋼薄板焊縫成形的影響

隨著不銹鋼薄板焊接的廣泛應用，市場對高端焊接產品的要求越來越高，其主要的標準是焊縫成形是否美觀。

王春明等[6]對2 mm 301L不銹鋼進行激光束焊(laser beam welding，LBW)與熔化極惰性氣體保護焊(metal inert-gas welding,MIG)試驗，兩種焊接方式下的焊縫正面均成形比較均勻，但MIG焊接的焊縫背面成形不穩(wěn)定。LBW焊縫表面呈金黃色，MIG焊縫表面呈灰黑色，這是由于MIG焊接熱輸入相對于LBW大很多，加之不銹鋼熱導率較低，焊接熱循環(huán)高溫停留時間長，保護氣嘴離開后焊縫溫度仍然較高，導致焊縫表面氧化嚴重。LBW焊縫成形較好，焊縫平整幾乎不存在咬邊余高等缺陷，焊縫上下部寬度相對均勻，焊縫熔寬僅為1.64 mm，MIG焊縫的熔寬達到了6.35 mm，而且焊縫余高較大，焊縫縱向尺寸分布極為不均勻，LBW焊縫成形優(yōu)于MIG焊縫。

Siva Shanmugam等[7]利用有限元法(finite element method，F(xiàn)EM)對2.5 mm 的304不銹鋼板激光點焊過程進行模擬，并分析了焊接參數(shù)對焊縫成形尺寸的影響。用實際測量結果與FEM結果進行對比，熔深、焊縫長度及熔寬的誤差分別為3.23%、4.15%和5.11%， FEM模擬結果如表1所示[7]。單一變量時，激光入射角從85°降到75°，焊縫熔深、熔寬均會減?。患す夤β蕿?00 W時，熔池截面呈半圓形，當激光功率達到750 W以上時，熔深加大，呈半橢圓形。

表1 不同參數(shù)下激光點焊焊縫尺寸有限元模擬結果[7]

Hao等[8]研究了光纖激光焊接振蕩頻率對3 mm 厚的304不銹鋼板焊縫成形的影響，發(fā)現(xiàn)隨著激光振蕩頻率的加大，焊縫截面由深孔形向V形或者U形過渡。

保護氣體是影響焊接工藝特性的關鍵因素，通過添加部分活性氣體可改善電弧穩(wěn)定性和焊縫成形[9, 10]。Sathiya等[11, 12]研究了不同保護氣體對904L不銹鋼CO2激光-熔化極氣體保護焊(gas metal arc welding, GMAW)復合焊焊縫成形的影響，研究者將5%的O2和10%的N2分別加入50% He+45% Ar和45% He+45% Ar的混合氣體中，發(fā)現(xiàn)焊縫的熔深加大。O2在高溫下分解成為O原子，進入熔池后會改變熔池的表面張力，并改變其流動方向，形成一個深窄的焊縫[13]；復合焊接頭處形成兩個熔合區(qū)，上方為GMAW熔合區(qū)，下方為激光焊熔合區(qū)，焊縫截面各區(qū)域測量值如表2所示[11]。

有文獻指出氣體噴嘴的排列方式對復合焊接焊縫成形性有一定影響[14]，圖1為噴嘴排列的示意圖，其中包括同軸、側吹和焊炬3種氣體噴嘴，作者研究了3種氣體噴嘴組合方式(單獨焊炬、同軸+焊炬、側吹+焊炬)對3 mm 厚度的316L不銹鋼薄板CO2激光-TIG復合焊接時熔深的影響，在單獨電弧焊炬保護方式下，無論用什么配比的He-Ar混合氣體，都無法獲得理想的焊接熔深；但在焊炬+同軸噴嘴的組合方式下，當焊炬氣體中的He

表2 不同保護氣體下焊縫截面尺寸[11]

體積分數(shù)達到50%以后，即可獲得全熔透的焊縫。這是由于同軸氣流能夠抑制激光等離子體的上升，增強激光-電弧等離子體相互作用，提高電弧燃燒穩(wěn)定性，從而獲得更好的復合效果。

圖1 CO2激光-TIG復合焊接氣嘴排列方式[14]Fig.1 Gas nozzle arrangement for hybrid CO2 laser-TIG welding[14]

張林杰等[15]研究了側吹氣體對2 mm 304不銹鋼薄板LBW焊縫成形的影響。結果表明，頂吹氣流和側吹氣流的合流角約為40°時焊縫背面熔寬最大；隨著噴嘴高度的增加，焊縫正面熔寬略微減小，背面熔寬增大；氣體流速在10 L/min時，正面熔寬達到最小，背面熔寬達到最大，如圖2所示。未來可通過改進焊接設備從而改變氣體的保護方式達到提高焊縫成形質量的目的。

圖2 不同側吹噴嘴高度及氣體流速下的焊縫熔寬[15]Fig.2 Width of weld seam at different height of the side nozzle and current rate of gas flow[15]

熔化極氣體保護焊GMAW是目前最為常見的焊接方法之一，但是在薄板焊接時，其熱輸入較大、表面成形差，制約了焊接質量的進一步提高。通過波形控制法可以有效抑制飛濺，提高焊接成形質量。有文獻報道[16]，峰值燃弧電流增大時熔寬增大，余高減??；平均燃弧電流隨峰值燃弧電流的增大而減小，使得熔深隨峰值燃弧電流的增大先減小后增大；峰值燃弧電流不變時，基值電流、拖尾時間的增大使熔深和熔寬增大、余高減小。目前，國外研究者已開發(fā)了冷金屬過渡焊接技術(cold metal transfer，CMT)[17, 18]、雙脈沖熔化極氣體保護焊法[19]、表面張力過渡技術(surface tension transfer，STT)以及控制液橋過渡技術(controlled bridge transfer，CBT)[20, 21]等數(shù)字化波形控制弧焊技術，并應用于薄板焊接領域。為使GMAW更廣泛地應用于不銹鋼薄板焊接，未來還需要進一步研究。

綜上所述，LBW工藝焊縫成形優(yōu)于高熱輸入的電弧焊工藝。同時，焊接過程中加入少量活性氣體、改進氣體噴嘴的排列方式也可提高焊縫成形質量。GMAW可通過波形控制改善焊縫成形質量、提高焊接效率，未來可以作為改善焊縫成形的輔助方法。

3 焊接工藝對不銹鋼薄板焊接接頭微觀結構及力學性能的影響

以激光束焊為代表的高能束焊接功率密度高、能量集中，母材在焊接過程中受焊接熱循環(huán)影響較小，接頭晶粒致密，力學性能優(yōu)良[5]。Yan等[22]對比了TIG焊、激光-TIG復合焊及激光焊3種工藝對3 mm的304不銹鋼薄板焊接接頭微觀組織及力學性能的影響。3種焊接方式所形成的焊接接頭分別用JT、JH和JL表示，研究發(fā)現(xiàn)JT、JH和JL在接頭熔合區(qū)所形成的初晶間距尺寸分別為10～14 μm、4 ～8 μm、2～5 μm，即TIG焊所形成的晶粒間隙最大，激光焊所形成的晶粒相對致密，如圖3所示[22]；宏觀表現(xiàn)為JT、JH和JL所對應的熔合區(qū)面積分別為13.9，7.2和6.7 mm2；拉伸試驗顯示JT斷口處韌窩較大、JH和JL斷口處韌窩細小，三者拉伸強度分別為560，683和733 MPa。即激光焊所得焊縫晶粒更加細小致密，力學性能更為優(yōu)異。

圖3 不同焊接方式所形成的接頭的微觀形貌：(a) JT接頭，(b) JL接頭，(c) JH接頭[22]Fig.3 Microstructures of joints welded by different technology: (a) JT joint, (b) JL joint, (c) JH joint[22]

Wei等[23]研究了激光功率密度對2 mm不銹鋼焊接接頭抗動載應力性能的影響，研究表明，激光功率密度的增加對焊接接頭抗靜載應力的影響不大，但是隨著激光功率密度由40 kW/cm2增加到55 kW/cm2過程，焊接接頭抗動載應力的性能明顯下降。

微束等離子弧焊接(micro-plasma arc welding，M-PAW)也是一種高能束焊接工藝，其焊接電流小于30 A，適于薄板零件的焊接。Siva Prasad等[24]使用脈沖和直流兩種模式下的M-PAW分別對0.25 mm 厚的304L不銹鋼薄板進行焊接，脈沖模式下所得接頭熔合區(qū)晶粒平均尺寸為22.03 μm，直流模式下所得晶粒平均尺寸為31.23 μm，在脈沖模式下所得到的晶粒更為細??；脈沖和直流兩種模式的接頭顯微硬度(HV)分別為200.8～226.4、180～208.4，脈沖模式得到的接頭顯微硬度較大。通過實驗可知脈沖模式相比直流模式可以得到質量更加優(yōu)異的焊接接頭。這是由于脈沖焊接可調節(jié)焊接電弧熱輸入，實現(xiàn)對焊接質量的有效改善，隨著熱輸入的變化，焊接接頭顯微組織及其亞結構將發(fā)生明顯變化，從而提高接頭力學性能[25]。

FSW作為一項新型的固相焊接技術，已經成功用于鋁鎂合金的焊接，但目前在不銹鋼焊接上應用較少[26-29]。Bilgin等[30]對3 mm 430不銹鋼薄板采用FSW工藝進行焊接，發(fā)現(xiàn)在攪拌針轉速為1120 r/min、壓力3.5 kN、焊接速度125 mm/min時可得到力學性能最佳的焊接接頭。Sabooni等[31, 32]研究了FSW焊接速度對2 mm 304L不銹鋼薄板焊縫金屬晶粒尺寸及力學性能的影響。焊接速度在20 mm/min時，約有50%的焊縫晶粒尺寸為15～20 μm；焊速在80 mm/min時，有70%以上的晶粒尺寸為7～9 μm，焊接速度增大，使焊縫晶粒尺寸減小，顯微硬度增加，如表3所示[31]。

表3 不同F(xiàn)SW焊速的焊縫晶粒尺寸及顯微硬度[31]

Chuaiphan等[33]研究了鎢極惰性保護焊(gas tungsten arc welding，GTAW)焊接速度對2 mm 201不銹鋼焊縫金屬晶粒尺寸及力學性能的影響，隨著焊接速度由1.5 mm/s增加到3.5 mm/s，焊縫晶粒尺寸由198.67 μm減小到102.21 μm，拉伸強度也隨著增大，但是延伸率有所下降，由31%減少到26%，表明通過提高焊接速度可細化晶粒、提高強度，但可能會使其塑韌性能下降，如表4所示[33]。

表4 不同GTAW焊速的焊縫晶粒尺寸及力學性能[33]

Watanabe等[34]將超聲波振動場作用于GTAW焊接熔池上，對1 mm 444不銹鋼進行試驗，在4種不同焊接速度(1.67，3.33，6.67，10.0 mm/s)下，對比加入與不加入超聲振動場的焊縫晶粒尺寸的變化，結果表明，加入超聲振動場可以有效減小晶粒尺寸，并且在低速焊接時效果明顯，如圖4所示。加入超聲振動場后，焊縫拉伸強度與斷裂延伸率均有提高，斷裂延伸率相比沒有加入超聲振動場時提高了40%。對比以上焊接工藝可知，HGEW、FSW工藝所得焊接接頭晶粒尺寸均大大小于GTAW的晶粒尺寸。GTAW雖然可通過提高焊速、加入超聲振動場等工藝進一步細化晶粒，但其效果仍然有限，還需要對GTAW焊接工藝進一步開發(fā)研究。

圖4 超聲波振動對不同焊接速度下晶粒尺寸的影響[33]Fig.4 Average grain size of the weld metal welded without and with ultrasonic vibration using various welding speeds[33]

4 焊接工藝對不銹鋼薄板焊接接頭腐蝕行為的影響

焊接過程復雜的溫度場及較高的熱輸入會對不銹鋼接頭點蝕和晶間腐蝕敏感性產生影響[35]。研究焊接工藝有助于提高不銹鋼薄板接頭的耐腐蝕性[36]。

Lu等[37]對比了GTAW與LBW工藝對2 mm 304不銹鋼板焊接接頭點蝕性能的影響，GTAW焊接接頭腐蝕60 min后，在焊縫中心及熔合線附近出現(xiàn)點蝕；LBW焊接接頭經過120 min的腐蝕后，母材上才可觀察到明顯的點蝕現(xiàn)象，而焊縫區(qū)域無點蝕，即LBW焊縫比GTAW焊縫更耐點蝕。研究認為，熱輸入和冷速的不同引起合金元素的偏聚程度及貧Cr區(qū)多少的差異，是導致兩種焊接方法焊縫耐點蝕性不同的主要原因。

Lakshminarayanan等[38]對409M不銹鋼腐蝕行為研究發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)SW焊接接頭腐蝕速率明顯低于傳統(tǒng)的電弧焊，這與FSW較低的熱輸入有關，短時間的熱輸入使焊接接頭在敏化溫度區(qū)間停留時間短，降低了貧Cr區(qū)的含量，使材料耐蝕性增加[39]，F(xiàn)SW接頭耐晶間腐蝕能力順序為：攪拌區(qū)>母材>熱影響區(qū)；并認為耐腐蝕性與晶粒大小有關，組織中C含量一定，晶粒越細小，晶界面積越大，單位晶界面積上析出碳化鉻所占分數(shù)越低，即晶間腐蝕敏感性越低。

但有文獻報道[40, 41]，增加晶粒尺寸可降低奧氏體不銹鋼晶間腐蝕敏感性，晶粒越大，碳化物在晶界析出所需時間越長，晶粒尺寸從55 μm增加到89和145 μm，再活化率Rr從0.1936降低到0.1219和0.0988(Rr值越大，奧氏體不銹鋼晶間腐蝕敏感性越大)，晶間腐蝕敏感性隨晶粒尺寸的增加而降低。這表明不銹鋼晶間腐蝕敏感性與晶粒尺寸確實存在一定關系，但晶粒大小如何影響晶間腐蝕性，尚需要進一步研究，并探討其影響機理。

新型的焊接工藝由于熱輸入較低，可降低接頭腐蝕敏感性。改進傳統(tǒng)的電弧焊工藝也可起到相同的作用。Sudhakaran等[42]研究了GTAW焊接參數(shù)對202不銹鋼耐點蝕性的影響，試驗結果表明焊接速度、保護氣體流量、焊槍與母材角度及焊接電流與焊縫耐點蝕當量(pitting resistance equivalent number，PREN)成線性關系，其中焊接速度、保護氣體流量與PREN成正比例關系，PREN隨其增大而增大；焊槍與母材角度、焊接電流與PREN成反比例關系，PREN隨其增加而減小。

Curiel等[43]研究了外加磁場對304不銹鋼GMAW焊接接頭熱影響區(qū)腐蝕行為的影響，無外加磁場作用時，接頭熱影響區(qū)出現(xiàn)了寬度為100～200 nm的貧Cr區(qū)，這會誘發(fā)腐蝕產生；外加14.7 mT磁場時，晶界處Cr分布波動較小，磁場對焊接熱循環(huán)過程中的Cr的偏聚起到重新分布作用，通過外加磁場提高了304不銹鋼焊縫熱影響區(qū)的耐腐蝕性能，如圖5所示[43]。

圖5 磁場強度對焊縫腐蝕行為的影響[43]Fig.5 Corrosion behavior of weld seam as a function of the intensity of the magnetic field applied during welding[43]

LBW、FSW等焊接工藝由于熱輸入較低，相比電弧焊工藝(GTAW、GMAW)接頭腐蝕敏感性更低。提高焊接速度及保護氣體流量或外加磁場可提高電弧焊接頭的耐腐蝕性。晶粒尺寸的減小會使材料屈服強度和韌性降低，但可能提高其抗晶間腐蝕性能，因此，如何優(yōu)化晶粒尺寸從而同時提高接頭力學性能及抗腐蝕性，還有待進一步研究。

5 結 語

(1) 激光焊接不銹鋼薄板焊縫成形優(yōu)于電弧焊，焊接過程中，加入少量活性氣體或改進氣體噴嘴的排列方式可提高焊縫成形質量，可作為今后優(yōu)化焊縫成形的一個發(fā)展方向。GMAW可通過波形控制或外加磁場改善焊縫成形，提高焊接效率，未來可以作為提高焊縫成形質量的輔助工藝，使其更廣泛地應用于薄板焊接領域。

(2) HGEW、FSW等焊接工藝可極大地細化接頭晶粒，力學性能優(yōu)良。GTAW雖然可通過提高焊接速度、加入超聲振動場等工藝細化晶粒，但效果仍然有限，未來需要進一步對GTAW工藝進行開發(fā)研究。

(3) 低熱輸入焊接工藝(LBW、FSW)所得接頭腐蝕敏感性低于電弧焊工藝(GTAW、GMAW)。提高焊接速度及保護氣體流量或外加磁場可提高電弧焊接頭耐腐蝕性。不銹鋼晶間腐蝕敏感性與晶粒尺寸存在一定關系，但晶粒大小如何影響晶間腐蝕性、其影響機理為何，尚需要進一步研究。此外，如何優(yōu)化晶粒尺寸來同時提高接頭力學性能及抗腐蝕性，也有待進一步研究。

參考文獻 References

[1] International Stainless Steel Forum.StainlessSteelinFigures2015[EB/OL]. [2015-4-14]. http://ww w.worldstainless.org.

[2] 橋本政哲.ApplicationofStainlessSteel(不銹鋼及其應用)[M]. Translated by Zhou Lianzai，Zhao Wenxian(周連在，趙文賢譯). Beijing：Metallurgical Industry Press，2011： 21-26.

[3] Xie Moyu(謝模宇).DissertationforMaster(碩士論文)[D]. Wuhan：Huazhong University of Science and Technology，2014.

[4] Li Zhuoxin(栗卓新)，Jiao Jun(焦 俊)，Kim H J.JournalofMechanicalEngineering(機械工程學報)[J]，2014，50(12)：89-96.

[5] Lippold J C.WeldingMetallurgyandWeldability[M]. Hoboken, New Jersey：Wiley-Blackwell，2015：42-67.

[6] Tang Duo(唐 舵)，Wang Chunming(王春明)，Tian Man (田 曼)，etal.ChineseJournalofLasers(中國激光)[J]，2015，42(7)：030031-030038.

[7] Siva Shanmugam N，Buvanashekaran G，Sankaranarayanasmy K.MaterialsandDesign[J]，2012，34：412-426.

[8] Hao K D，Li G，Gao M，etal.JournalofMaterialsProcessingTechnology[J]，2015，225：77-83.

[9] Campana G，Ascari A，F(xiàn)ortunato A，etal.AppliedSurfaceScience[J]，2009，255(10)：5588-5590.

[10] Tani G，Campana G，F(xiàn)ortunato A，etal.AppliedSurfaceScience[J]，2007，253(19)：8050-8053.

[11] Sathiya P，Mishra M K，Shanmugarajan B.MaterialsandDesign[J]，2012，33：203-212.

[12] Sathiya P，Mishra M K，Soundararajan R，etal.OpticsandLaserTechnology[J]，2013，45：46-55.

[13] Lu S P，F(xiàn)ujii H，Nogi K，etal.ScienceandTechnologyofWeldingandJoining[J]，2007，12(8)：689-695.

[14] Zeng Xiaoyan(曾曉雁)，Gao Ming(高 明)，Yan Jun(嚴 軍).ChineseJournalofLasers(中國激光)[J]，2011，38(6)：010051-010057.

[15] Zhang Linjie(張林杰)，Zhang Jianxun(張建勛)，Wang Rui(王 蕊)，etal.RareMetalMaterialsandEngineering(稀有金屬材料與工程)[J]，2006，35(s2)：39-44.

[16] Chen Maoai(陳茂愛)，Jiang Yuanning(蔣元寧)，Wu Chuansong(武傳送).JournalofMechanicalEngineering(機械工程學報)[J]，2014，50(4)：85-91.

[17] Cao R，Yu G，Chen J H，etal.JournalofMaterialsProcessTechnology[J]，2013，213(10)：1753-1763.

[18] Lin J，Ma N，Lei Y P，etal.JournalofMaterialsProcessingTechnology[J]，2013，213(8)：1303-1310.

[19] Su Y C，Hua X M，Wu Y X.MaterialsScienceandEngineering:A[J]，2013，578：340-345.

[20] Era T，Ueyama T.WeldingInternational[J]，2007，21(7)：499-501.

[21] Era T，Ide A，Uezono T.MaterialsScienceForum[J]，2008，580(6)：303-306.

[22] Yan J，Gao M，Zeng X Y.OpticsandLasersinEngineering[J]，2010，48(4)：512-517.

[23] Wei Y P，Li M H，Yu G，etal.ActaMechanicaSinica[J]，2012，28(5)：1334-1339.

[24] Siva P K，Srinivasa R C，Nageswara R D.AppliedMechanicsandMaterials[J]，2014，465-466：1209-1213.

[25] Qi Bojin(齊鉑金)，Yang Zhou(楊 舟)，Yang Mingxuan(楊明軒)，etal.JournalofMechanicalEngineering(機械工程學報)[J]，2016，52(2)：26-32.

[26] Li W Y，F(xiàn)u T，Hutsch L，etal.MaterialsandDesign[J]，2014，64：714-720.

[27] Zhao Y，Lu Z P，Yan K，etal.MaterialsandDesign[J]，2015，65：675-681.

[28] Bahrami M，Dehghani K，Besharati G M K.MaterialsandDesign[J]，2014，53：217-225.

[29] Rai R，De A，Bhadeshia H K D H，etal.ScienceandTechnologyofWeldingandJoining[J]，2011，16(4)：325-342.

[30] Bilgin M B，Meran C.MaterialsandDesign[J]，2012，33：376-383.

[31] Sabooni S，Karimzadeh F，Enayati M H，etal.MaterialsCharacterization[J]，2015，109：138-151.

[32] Sabooni S，Karimzadeh F，Enayati M H，etal.MaterialsandDesign[J]，2015，76：130-140.

[33] Chuaiphan W，Srijaroenpramong L.JournalofMaterialsProcessingTechnology[J]，2014，214(2)：402-408.

[34] Watanabe T，Shiroki M，Yanagisawa A，etal.JournalofMaterialsProcessingTechnology[J]，2010，210(12)：1646-1651.

[35] Lippold J C，Kotecki D J.WeldingMetallurgyandWeldabilityofStainlessSteels[M]. Hoboken，New Jersey：John Wiley and Sons Inc.，2005：167-184.

[36] Lei Xiaowei(雷曉維)，F(xiàn)eng Yaorong(馮耀榮)，Zhang Jianxun(張建勛)，etal.WeldedPipeandTube(焊管)[J]，2015(2)：37-41.

[37] Lu B T，Chen Z K，Luo J L，etal.ElectrochimicaActa[J]，2005，50(6)：1391-1403.

[38] Lakshminarayanan A K，Balasubramanian V.InternationalJournalofAdvancedManufacturingTechnology[J]，2012，59：961-967.

[39] Park S H C，Sato Y S，Kokawa H，etal.ScriptaMaterialia[J]，2004，51(2)：101-105.

[40] Yu Shurong(俞樹榮)，He Yanni(何燕妮)，Li Shuxin(李淑欣)，etal.JournalofChineseSocietyforCorrosionandProtection(中國腐蝕與防護學報)[J]，2013，33(1)：70-74.

[41] Yu X，Chen S，Liu Y，etal.CorrosionScience[J]，2010，52(6)：1939-1947.

[42] Sudhakaran R，Sivasakthivel P S，Nagaraja S，etal.ProcediaEngineering[J]，2014，97：790-799.

[43] Curiel F F，Garcia R，Lopez V H，etal.CorrosionScience[J]，2011，53(7)：2393-2399.