一、4340高强度合金钢的生产（论文文献综述）
刘笑笑[1]（2021）在《等温淬火及回火40CrNiMo高强钢的微观组织与力学性能研究》文中研究指明目前我国机器人行业发展迅猛,但是在其产业化进程中,仍然面临许多问题,其中机器人用高性能谐波减速器因不能自给自足而长期受制于国外。基于这样的现状,本文以柔性齿轮钢为研究对象,着重研究了它的微观组织与力学性能之间的关系。本文所选材料为柔性齿轮40CrNiMo钢,对其进行了预淬火处理、等温淬火和不同温度回火。研究了奥氏体晶粒尺寸随奥氏体化温度的长大行为,探索了等温淬火参数以及回火温度对微观组织转变和力学性能的影响。目的是阐明Ms上下等温淬火对贝氏体相变及力学性能的影响规律,揭示Ms以下等温贝氏体相变机理以及贝氏体强韧化机制,对调控40CrNiMo马氏体/贝氏体多相组织配比和获得优异的力学性能具有重要的指导意义。本文综合运用了彩色金相技术、扫描电镜、硬度测试、拉伸以及冲击测试等手段研究了试样的微观组织和力学性能,并对冲击试样断口形貌和二次裂纹扩展路径进行了表征。（1）为获得合理的奥氏体化温度,研究了不同奥氏体化温度对40CrNiMo钢组织和性能的影响。结果表明,随奥氏体化温度的升高,奥氏体晶粒尺寸首先缓慢增长而后迅速长大。经1000℃高温淬火处理后,试样的带状偏析现象减弱,且偏析带上主要是未被腐蚀的马氏体组织,此时硬度为56 HRC。因此,40CrNiMo钢的最佳预淬火温度为1000℃。（2）预备热处理+等温淬火试样获得了贝氏体和马氏体混合组织,等温温度和时间影响着贝氏体和马氏体组织配比,进而影响最终的力学性能。由于先形成马氏体的引入,Ms以下等温淬火促进了随后贝氏体转变动力学过程,从而获得了细小的贝氏体组织,优化了材料性能。结果表明,相比于Ms以上等温淬火,280℃等温保持1h获得了体积分数为28%的先形成马氏体,此时试样的强度和韧性得到同时提升,并观察到该试样二次裂纹主要沿马氏体和贝氏体/先形成马氏体界面扩展。（3）对280℃等温淬火后的试样进行回火处理,揭示了回火温度对马氏体和贝氏体混合组织回火稳定性及力学性能的影响。500℃以下回火时,大量细小的碳化物析出,微观形貌仍然保持原来的板条状,实验钢的强度、硬度降低,塑韧性呈现先降低后升高的趋势;当回火温度升高到600℃时,基体组织发生再结晶,组织转变为回火索氏体,此时强硬度最低,冲击吸收功高达147 J。（4）40CrNiMo钢经等温淬火+回火处理后,其综合力学性能优异。最佳的等温淬火工艺为870℃×1h+280℃×1h,随后500℃回火2h。此时屈服强度为1136 MPa,冲击功为76 J。
黄志新[2]（2021）在《深海油气井口头材料热处理及性能评价》文中研究说明水下井口头系统在海洋油气开发中起着重要的平台枢纽作用,目前我国所用深海高压井口头锻件材料基本全部依赖进口。为实现此类井口头材料国产化生产,本文以AISI 8630（G1）钢为基础,自主设计微合金化8630（G2）钢,对比研究G1、G2钢力学性能及耐腐蚀性能。基于试验钢拉伸、硬度及低温韧性等力学性能优化制定热处理制度;评价试验钢在模拟海水溶液的电化学行为和浸泡、盐雾试验等耐腐蚀性能,进一步优化热处理工艺,经最佳热处理工艺处理后的试验钢在H2S环境下进行应力腐蚀测试。试验结果表明G1、G2钢的锻造态组织为上贝氏体为主,回火后皆为回火马氏体组织,TEM结果显示板条上分布球状M23C6与长链状Fe3C碳化物。G1钢最优热处理工艺为正火温度870℃、淬火温度840℃、回火温度580℃、回火时间4 h,强塑积可达18307,-18℃低温冲击功为207 J;G2钢正火温度890℃、淬火温度820℃、回火温度580℃、回火时间6 h,G2钢碳化物含量高于G1钢,强塑积可达16986,-18℃低温冲击功为109 J。电化学试验表明经不同工艺热处理后,G1、G2钢在同一电解质溶液中表现出相似的电化学行为,耐腐蚀性依3.5%Na Cl、模拟油田采出液、3.5%Na Cl+0.5%CH3COOH次序降低。研究表明3.5%Na Cl溶液浸泡试验钢腐蚀过程中形成附着在试验钢表面的腐蚀产物将保护材料免受Cl-侵蚀;腐蚀产物由Fe3O4和Fe OOH组成。3.5%Na Cl+0.5%CH3COOH溶液会导致G1、G2钢的耐腐蚀性急剧下降,流动的水溶液则会让腐蚀速率显着加快。中性盐雾试验表明G1钢腐蚀速率高于G2钢,腐蚀产物主要是Fe OOH、Fe2O3、Fe（OH）3。经最优热处理工艺热处理后试样进行H2S环境SCC测试,G1钢720 h未断裂,拉伸后断口形貌仍表现出韧性断裂模式,S元素渗透厚度仅为2μm,G1钢表现出了较高的耐蚀性;G2钢表面裂纹呈现阶梯状氢致开裂特征,H2S电离产生的H被氢陷阱捕捉不断聚集形成氢鼓泡或者氢致裂纹,Fe S腐蚀膜阻碍氧化膜的形成,增加了阳极溶解的可能,与应力相互作用,提高G2钢的SCC敏感性。
卢铁[3]（2021）在《DT506钢组织性能和动态行为研究》文中进行了进一步梳理为实现钢的超高强高韧一般添加较贵重元素Co,这极大的增加了钢的成本。同时由于材料在使用过程中易受到强动载荷作用,如何实现低成本、超高强高韧并具备良好的动态性能已成为新钢种开发的关键性问题。本文以自主设计的一种低合金超高强度DT506钢为研究对象,该钢主要特点是无Co低Ni。对DT506钢进行连续冷却转变试验、热处理试验以及分离式霍普金森压杆试验,系统分析了其过冷奥氏体连续冷却转变规律、热处理工艺对其组织性能以及屈强比对动态力学性能的影响规律。取得的主要研究成果如下:（1）将DT506钢将加热到950℃保温10min,然后以0.028℃/s～19℃/s的冷却速度冷却到室温,测得相变点Ac1和Ac3分别为665℃和775℃,MS和Mf分别为265℃和90℃。当冷却速度高于0.138℃/s时均得到完全马氏体组织,当冷却速度降低至0.055℃/s时,得到贝氏体和马氏体两相组织。（2）正火温度和回火保温时间对DT506的准静态力学性能影响并不大,淬火温度和回火温度的对其准静态力学性能影响显着。DT506钢经810℃～1000℃淬火后,随着淬火温度的提高,其抗拉强度和屈服强度均先增加随后逐渐降低,均在860℃淬火后达到峰值,随后逐渐降低;冲击功在810℃～860℃之间逐渐下降,当温度升高至900℃达到最高值后不断下降;断裂韧度则总体呈现提高趋势。（3）DT506钢经150℃～680℃回火后,随着回火温度的提高,其抗拉强度逐渐降低,而屈服强度先升高,在350℃达到峰值,随后逐渐降低;冲击功则逐渐升高在260℃回火后达到峰值,随后快速降低,在450℃回火时出现回火脆性,冲击功此时达到最低值。DT506钢在920℃×1h空冷+880℃×1h油淬+260℃×3h空冷后,获得最佳的综合力学性能,其抗拉强度:1915.5MPa、屈服强度1531.5MPa、冲击功:64J、断裂韧度:108MPam1/2。（4）在0.001s-1～3100s-1的应变速率下,随着应变速率的增加,DT506钢的应力极限和屈服强度均不断增加,材料表现出较强的应变率强化效应。在相同应变速率下,DT506钢屈强比越低,材料的应力极限和屈服强度越高,表现出的应变率敏感性也就越强。并建立了C-S和J-C动态本构模型,为DT506钢的工程应用提供了理论依据。
李靖宇[4]（2021）在《高强度马氏体钢-高塑性奥氏体钢复合组织及性能研究》文中进行了进一步梳理高强度和高塑性的金属材料具有广阔的应用前景,为了同时获得高强度和高塑性的金属材料,本课题选取了高强度的马氏体钢和高塑性的奥氏体钢作为基体材料,分别通过真空热轧和放电等离子烧结的方法将马氏体钢和奥氏体钢复合,得到了高强度-高塑性的复合钢,利用扫描电镜、透射电镜、XRD、电子探针、显微硬度和拉伸机等设备,表征了复合钢的微观组织,并阐明了相应的强韧化机制。通过真空热轧的方法将板状马氏体钢和奥氏体钢复合,由于复合材料本身具有协同变形、相变诱导塑性机制,以及拉伸变形时产生大量的几何必需位错,使得复合材料具有较高的均匀延伸率,但抗拉强度较低。通过引入温轧工艺,优化了协同变形机制,提高了复合材料的加工硬化能力,复合材料的强度和塑性同时得到了提高。其中,温轧变形量10%过后的复合材料具有1546 MPa的抗拉强度和14.2%的均匀延伸率,归因于更优异的协同变形能力。当温轧变形量为30%时,强度提高但塑性下降,抗拉强度和均匀延伸率分别为1657 MPa和10.5%。通过放电等离子烧结的方法将粉末状马氏体钢和奥氏体钢复合,优化烧结参数为1050°C保温10 min,烧结压强50 MPa,并通过热轧改善烧结过后试样的质量,后续引入了冷轧+高温回火工艺。其中,马氏体钢:奥氏体钢=2:1（质量比）的复合材料,经冷轧变形量30%,以及450°C回火5 min处理后,具有2177 MPa的抗拉强度和9.2%的断裂延伸率。原始烧结过后,通过热轧提高了试样的致密度,使得复合材料的强度和塑性同时得到了提高。通过冷轧+高温回火工艺,引入了高密度位错,同时由于反复冷轧操作使得孔隙不断挤压、变形,使得孔隙进一步优化,从而使得粉末冶金复合钢具有优异的拉伸性能。
张海东[5]（2021）在《镐型截齿多质量特性调控机制与制造工艺研究》文中指出镐型截齿是采煤机和掘进机等煤矿综采综掘设备中直接碎煤破岩的刀具。在采煤掘进作业中,镐型截齿工作条件恶劣复杂,失效现象频繁发生,导致消耗量巨大,严重影响煤矿企业的生产成本和生产效率。为满足煤炭企业生产发展的要求,提升我国镐型截齿的市场竞争力,迫切需要提高镐型截齿的质量,这已成为镐型截齿研究领域的重要研究课题。目前,通过制造工艺入手调控镐型截齿多质量特性的研究还不够透彻,手段不够全面,效果还有待进一步提高。深冷处理技术是常规热处理工艺的延伸和扩展,是一种能显着改善材料力学性能的绿色环保的现代先进制造技术,有着广泛的应用前景。因此,本文以镐型截齿为研究对象,以镐型截齿制造工艺改进为主线,以镐型截齿多质量特性调控为目标,以深冷处理技术为调控手段,探索综合保证镐型截齿多质量特性的调控机制,同时探究深冷处理的影响机理,为提高我国镐型截齿质量水平提供理论和技术支撑。本文的主要研究内容与结论如下:（1）通过分析镐型截齿的用户需求并将其转化为质量特性,识别出镐型截齿关键质量特性为齿头耐磨性、合金头耐磨性、齿头硬度,进而鉴别出镐型截齿制造工艺过程中影响截齿关键质量特性的关键工序为淬火、回火、钎焊。在分析镐型截齿失效形式、失效机理和应对策略的基础上,提出了从制造工艺入手,在镐型截齿关键工序中引入深冷处理技术改进现有工艺,对镐型截齿多质量特性进行调控的新手段。（2）研究了形变热处理对镐型截齿齿体42Cr Mo材料多质量特性的调控机制,发现形变热处理能有效提高齿体材料的硬度和耐磨性,但冲击韧性有所下降,硬度提高了2.5 HRC,耐磨性提高了19.9%,冲击韧性下降1.7 J。另外,探究了形变处理对齿体材料的微观影响机理,即形变热处理使淬火后齿体材料中碳化物细化弥散均匀分布,同时得到细小的回火屈氏体组织,从而使齿体材料的耐磨性提高。（3）系统研究了深冷处理及其工艺参数对镐型截齿齿体42Cr Mo材料多质量特性的调控机制,发现深冷处理在不明显影响齿体材料硬度的情况下,能有效提高齿体材料的耐磨性、冲击韧性和抗弯强度。深冷处理最优调控工艺参数是深冷温度-196°C、深冷时间12 h、深冷次数1次,此时,硬度基本不变,耐磨性、冲击韧性、抗弯强度均得到了显着提高,分别提高23.8%、16.2%、6.1%,实现了齿体材料多质量特性的综合调控。同时研究了深冷处理对齿体材料的磨损机理和冲击断裂机理的影响及深冷处理的微观影响机理。研究发现,磨损机理为磨粒磨损为主,附有轻微粘着磨损和氧化磨损,冲击断裂机理为准解理断裂,表现为脆性断裂。微观影响机理为深冷处理能通过促使齿体材料微观组织碳化物偏聚和碳化物析出增多,从而提高了材料的耐磨性,同时基体相对变软和细小碳化物的弥散分布,使得冲击韧性和抗弯强度增加。（4）系统研究了深冷处理及其工艺参数对镐型截齿齿尖不同钴含量硬质合金材料（YG11C、YG13C、YG15C）的多质量特性调控机制,发现深冷处理可以显着提高硬质合金的显微硬度和耐磨性。深冷处理使YG11C硬质合金显微硬度和耐磨性提高最多,分别提高了71.4 HV和70.3%,YG13C硬度和耐磨性提高最少,分别提高了33.5 HV和35.1%,YG15C硬度和耐磨性提高居中,分别提高了65.7 HV和45.1%,实现了齿尖硬质合金材料多质量特性的有效调控。同时探究了深冷处理对镐型截齿齿尖硬质合金材料的磨损机理和深冷处理的微观影响机理。研究发现,磨损机理为碳化钨相的磨粒磨损及钴相的粘着磨损。微观影响机理为深冷处理能促进硬质合金中α-Co向ε-Co的马氏体转变,从而提高了硬质合金的硬度和耐磨性,硬质合金中钴相的马氏体相变程度越大,其硬度和耐磨性提高也越多,YG类（WC-Co）硬质合金深冷处理后耐磨性提升程度与钴相的α-Co→ε-Co的转变程度相一致。（5）在研究深冷处理对镐型截齿齿体材料和齿尖硬质合金材料的调控机制的基础上,研究了深冷处理及其深冷温度和深冷时间工艺参数对齿体材料和齿尖材料两种异质材料连接而成的镐型截齿多质量特性的调控机制,建立了镐型截齿多质量特性调控新工艺,确立了综合调控镐型截齿多质量特性的深冷处理优化工艺。研究发现,深冷处理在不明显影响硬度和略微降低冲击韧性的情况下,大幅提高了镐型截齿整体的耐磨性。镐型截齿深冷处理优化工艺参数为深冷温度-196°C、深冷时间12 h,此时镐型截齿硬度基本保持不变,冲击韧性仅降低1.5 J·cm-2,耐磨性大幅提高41.6%,实现了镐型截齿多质量特性的有效调控。总之,本文验证了深冷处理工艺调控镐型截齿综合质量特性的有效性,建立了提高镐型截齿综合质量特性的新优化制造工艺,对提高我国镐型截齿质量水平具有重要意义。
任川兮[6]（2021）在《金属材料表面旋压强化机制与疲劳延寿研究》文中进行了进一步梳理表面机械强化作为提升金属材料疲劳性能的重要方法之一,可改变金属材料表层的微观组织和力学性能并引入残余应力,进而抑制疲劳裂纹萌生来实现延长疲劳寿命的目的。为此,金属材料表面机械强化后表层微观组织演变规律、力学性能演变规律、残余应力分布规律、强度塑性关系以及疲劳延寿机制等问题成为该领域内的研究热点。本论文利用课题组新开发的表面旋压强化方法,对Q235低碳钢、316不锈钢、Cu与Cu-Al合金、50CrMnMoVNb弹簧钢等金属材料进行表面旋压强化处理。通过微观组织结构表征、力学性能测试与疲劳试验等,系统地研究了金属材料表面强化行为、梯度层性质、拉伸性能以及疲劳性能,旨在揭示金属材料表面旋压强化与疲劳延寿机制。1.考察了不同性质金属材料的表面旋压强化行为。新型表面旋压强化方法利用高速旋转运动的刀具,将剪切应力和压应力施加在金属材料表面来实现金属材料的表面强化。首先对不同强度的Q235碳素钢、45碳素钢、30CrNi2.5MoV钢和50CrMnMoVNb钢开展相同参数的表面旋压强化处理,研究了金属材料强度对表面旋压强化行为的影响。其次对不同加工硬化能力的316不锈钢和TC4合金开展相同参数的表面旋压强化处理,研究了加工硬化能力对表面旋压强化行为的影响。不同性质金属材料经过表面旋压强化处理后,表层均产生了梯度组织,最表层晶粒显着细化甚至纳米化。随着金属材料强度和加工硬化能力的变化,表层中梯度组织与显微硬度分布表现出明显的差异性。基于不同性质金属材料表面旋压强化后的梯度层微观组织和力学性能特征,提出了表面梯度层的显微硬度指数模型,并考察了金属材料强度和加工硬化能力分别对梯度层最大显微硬度、梯度层深度、表面强化指数和表面强化能的影响。2.探讨了金属材料表面梯度层性质的变化规律。表面机械强化改变金属材料表层力学性能,其中梯度层最大显微硬度和梯度层深度是描述金属材料表面梯度层性质的两个重要参数。首先对不同晶粒尺寸纯Cu进行了相同参数的表面旋压强化处理,梯度层中梯度组织和显微硬度分布表现出明显的差异性。随着纯Cu基体晶粒尺寸的增加,最表层晶粒细化程度和显微硬度大小接近,但细晶纯Cu获得了较大的梯度层深度。其次对不同Al含量和晶粒尺寸Cu-Al合金进行了相同参数的表面旋压强化处理,随着Cu-Al合金成分和微观组织的变化,表层中梯度组织与显微硬度分布表现出明显的差异性。梯度层最大显微硬度随Cu-Al合金Al含量的增加而增加,与晶粒尺寸无明显的关系;梯度层深度随Cu-Al合金强度的增加和加工硬化指数的减小而分别减小,与Al含量无明显的关系。基于Cu-Al合金梯度层最大显微硬度和梯度层深度的变化规律,探讨了梯度层最大显微硬度与化学成分之间的关系,探讨了梯度层深度与微观组织之间的关系。3.阐明了梯度结构对金属材料强度和塑性的影响。金属材料的拉伸性能受微观组织影响,表面机械强化会引入梯度组织进而影响金属材料的拉伸性能。本论文首先对304不锈钢与H62黄铜开展了相同参数的表面旋压强化处理,阐明了梯度结构对304不锈钢与H62黄铜强度和塑性的影响,并提出了一种用于计算金属材料表面旋压强化后屈服强度的方法,得到了实验结果的验证。其次对不同Al含量的Cu-Al合金开展了不同参数的表面旋压强化处理,构建了不同梯度组织和显微硬度分布的梯度层。具有梯度结构的Cu-Al合金屈服强度增加,但均匀延伸率略有降低。根据梯度层中梯度组织和显微硬度分布等变化规律,阐明了梯度结构对Cu-Al合金强度和塑性的影响。结合Al含量、晶粒尺寸以及梯度结构中最大显微硬度、梯度层深度和梯度层占比对Cu-Al合金强度和塑性的影响,进一步提出了改善Cu-Al合金强度和塑性匹配关系的途径。4.揭示了金属材料表面旋压强化疲劳延寿机制。近些年来金属材料疲劳延寿研究表明,表面机械强化能有效提升疲劳寿命。本论文首先对不同强度50CrMnMoVNb弹簧钢进行了相同参数的喷丸强化处理,揭示了基体强度对表面完整性的影响。随着基体强度的变化,50CrMnMoVNb弹簧钢表面粗糙度、表层残余应力分布以及表层梯度结构表现出明显的差异性,建立了基体强度与粗糙度、最大残余压应力、残余压应力区深度、最表层显微硬度以及梯度层深度等之间的关系。其次对表面脱碳50CrMnMoVNb弹簧钢进行了表面旋压强化处理,显着地提升了表面脱碳50CrMnMoVNb弹簧钢的疲劳寿命,并揭示了表面旋压强化疲劳延寿机制。结合对表面脱碳50CrMnMoVNb弹簧钢表面旋压强化处理前后表层梯度组织以及显微硬度分布特征,以及对表面脱碳、基体和表面旋压强化三种表面状态50CrMnMoVNb弹簧钢的疲劳裂纹源以及疲劳风险因子的分析,提出了提升表面脱碳50CrMnMoVNb弹簧钢疲劳寿命的途径。
董子尧[7]（2020）在《Cr5MoVNi高强度高碳钢的热处理工艺及其对组织力学性能的影响》文中研究表明随着工程设备的大型化、重载化,工业界对钢铁材料的强度要求不断提升。同时,为了减少生产过程对环境的影响、节约资源与能源,各行业对钢铁材料的服役性能提出了更高的要求。本论文以Cr5MoVNi高强度高碳钢为研究对象,通过差热扫描量热（DSC）、光学显微镜（OM）、扫描电子显微镜（SEM）、透射电子显微镜（TEM）、能谱分析（EDS）、选区电子衍射（SAED）、X射线衍射（XRD）等表征手段,室温压缩实验、洛氏硬度测试等手段和方法研究了材料的组织和性能。探讨了不同热处理工艺下Cr5MoVNi高强度高碳钢的组织演变与力学性能影响。结合DSC实验结果与工程实践经验,提出了 Cr5MoVNi高强度高碳钢的基础热处理工艺。Cr5MoVNi高强度高碳钢的基本热处理工艺包含球化退火工序、淬火工序及回火工序:球化退火工艺为1133K保温1 h,随炉冷却至573K出炉空冷;淬火工艺为1203 K保温30 min,淬火方式为油淬;回火工艺为473 K保温2 h。在完成上述工艺后,Cr5MoVNi高强度高碳钢的微观组织包含针状回火马氏体、大块共晶（Cr,Fe）7C3碳化物及大量弥散分布的球状或短棒状析出（Cr,Fe）7C3碳化物。经上述工艺处理的Cr5MoVNi高强度高碳钢规定非比例屈服强度Rp0.2约为2800MPa、总压缩强度为4120MPa、工程应变可达0.28;实验钢的硬度可达60.9HRC。为改善Cr5MoVNi高强度高碳钢内的碳化物分布,进行了高温奥氏体化处理及后续的时效处理。在1513 K保温30min后未能使Cr5MoVNi高强度高碳钢内的共晶碳化物完全溶解。Cr5MoVNi高强度高碳钢基体组织在水淬后保持为奥氏体组织。水淬Cr5MoVNi高强度高碳钢于573 K～773 K时效60min后,随着回火温度的增加,奥氏体向贝氏体转变增多;水淬Cr5MoVNi高强度高碳钢经873 K时效60 min后转变为索氏体。水淬Cr5MoVNi高温奥氏体化处理Cr5MoVNi钢在573K～773K时效60min后呈现类似的应力-应变关系。573 K时效后Cr5MoVNi钢的屈服强度为738 MPa。同时,Cr5MoVNi钢在573 K回火后压缩强度和压缩应变同时达到最高,分别为4835 MPa与0.51。随着时效温度的升高,Cr5MoVNi钢屈服强度略有增加,而压缩应变随之下降、压缩强度随之大幅下降。在873K下时效时,Cr5MoVNi钢的应力-应变响应出现较大变化。其屈服强度大幅度提升至2163 MPa;同时,其压缩塑性大幅降低,仅为0.18;Cr5MoVNi钢在873 K下时效后的压缩强度为2562 MPa。为调整共晶碳化物的形貌,对Cr5MoVNi进行了不同时间的高温均匀化处理。于1453 K下高温均匀化处理超过1h后,可见一次碳化物由共晶瓣状变为块状,同时尚存在少量瓣状碳化物。处理超过2 h后球化转变基本完成,碳化物球形度基本保持不变。高温均匀化处理可以显着降低Cr5MoVNi高强度高碳钢内较大尺寸一次碳化物所占比例。1453 K下经0～3 h的高温均匀化处理对回火态Cr5MoVNi高强度高碳钢析出碳化物的种类、形貌及分布无明显影响。在1453 K下,随处理时间由0h延长至3 h时,回火态Cr5MoVNi钢的压缩强度和压缩形变同时增加。高温均匀化处理3 h时,回火态Cr5MoVNi钢达到最大压缩强度4703 MPa和最大压缩应变0.36,分别较未处理试样提高14.5%及30.8%,高碳钢压缩性能达到最佳。
董武梅[8]（2020）在《激光熔化沉积945钢的微观组织与力学性能研究》文中提出低合金高强度钢（High-strength Low-alloy Steel,HSLA）由于具有高强度、高韧性和低合金化的特点,作为一种高效节能材料,在船舶、高铁、桥梁等工程领域有广泛的应用前景。945钢是我国自主研发的一种HSLA钢,目前用于国内某些舰艇的建造。舰船的研发与维护对舰船用钢件提出了快速近净成形,以及损伤件快速修复的需求。激光熔化沉积（Laser Melting Deposition,LMD）技术是一种先进的金属增材制造（3D打印）技术,采用该技术进行945钢的制备,并开展相应的组织与力学性能研究可为相关舰船部件的近净成形与损伤修复提供重要的理论与技术支撑。本文采用600-1600 W的激光功率,利用激光熔化沉积技术制备了一系列945钢薄壁样品,然后选择综合力学性能最优的样品（800 W激光功率制备样品）进行热处理研究,以期望在不大量损失强度的情况下尽量提升塑性。对打印样品分别在550℃、600℃、650℃温度下进行了1小时的保温后随炉冷却的热处理。利用OM、SEM、EBSD、TEM、XRD、显微硬度计、拉伸试验机等对打印样品和热处理样品的组织与和力学性能进行了分析测试,重点研究了激光功率、热处理温度对945钢微观组织与力学性能的影响规律。针对变功率激光熔化沉积的945钢的研究发现,采用不同功率均能够成功制备致密度99.6%以上的样品。打印态样品组织包含板条贝氏体、残余奥氏体、块状铁素体和珠光体组织。当激光功率较低时,打印态组织主要包括板条贝氏体与残余奥氏体,随着激光功率的增加,残余奥氏体含量减少,出现块状铁素体和珠光体的混合组织。同时,原始奥氏体晶粒与贝氏体板条块都随着激光功率的增加而粗化,分别从150μm和2μm增加至1100μm和8μm。该组织的演变是由于不同激光功率下样品的受热历程变化导致。对于单个样品来说,激光熔化沉积过程中对已沉积部位的循环加热以及热累积使得使打印态样品呈现贝氏体板条组织。随着激光功率的增加,高功率制备样品的熔池冷却速率降低,同时已沉积部位在高温区停留时间增加,致使贝氏体组织粗化,甚至出现铁素体与珠光体的混合组织。力学性能测试结果表明,当激光功率为800 W时,制备的样件综合力学性能最优,其屈服强度为730 MPa,抗拉强度达920 MPa,延伸率为17.4%。总体来说,激光熔化沉积制备的样品屈服强度和抗拉强度远高于传统方式制备的样品,但塑性略有不足。对综合力学性能最优的800 W激光功率制备的样品进行550-650℃的热处理。热处理后,样品内部未观察到残余奥氏体,原残余奥氏体在保温过程中发生分解。金相观察显示贝氏体板条块界变模糊,贝氏体板条块尺寸相比于打印态有略微粗化。热处理后样品部分区域相比于热处理前有更深的衬度,推测可能是局部有渗碳体析出导致。TEM观察显示热处理后板条块内板条尺寸为503 nm,相比打印态板束尺寸（480nm）略微增加。现有TEM观察未发现明显的第二相析出。力学性能测试结果表明,经过550℃保温1 h后随炉冷却的样品,其屈服强度较热处理前增加15%,抗拉强度较热处理前增加10%,延伸率较热处理前增加32%,力学性能得到明显改善。热处理后,样品屈服强度和抗拉强度均远高于传统方式制备的样品,且延伸率接近传统制备的样品。推测热处理后样品强塑性的改善主要来源于热处理过程中第二相的析出,以及残余应力的释放。未来需进行更系统和精细的TEM观察以及应力测试与分析研究。
李众[9]（2020）在《25Cr2Ni4MoV合金钢的深孔工艺试验研究》文中提出深孔加工作为机械加工领域的关键技术之一,随着航空航天、高速铁路、石油化工等领域的高速发展,各种难加工材料对深孔加工技术的精度、效率提出了更高要求。25Cr2Ni4MoV合金钢在深孔加工过程中,存在、切削力大、切削温度高、加工表面质量差、孔直线度误差较大、刀具磨损严重、断屑排屑困难等问题。本文以25Cr2Ni4MoV合金钢深孔加工工艺为研究对象,采用有限元仿真模拟预实验验证的方法,从工艺流程、钻削机理、钻削模型、切屑形态、、切削温度及刀具磨损等方面进行相关研究,主要研究内容与结论如下:（1）25Cr2Ni4MoV合金钢深孔加工工艺流程的研究。分析了25Cr2Ni4MoV合金钢组成成分及各合金元素对材料机械性能的影响,根据实际经验,参考成熟深孔加工工艺,制定25Cr2Ni4MoV合金钢深孔加工工艺流程。（2）深孔钻削模型及钻削力的研究。建立错齿BTA深孔钻削模型,研究了错齿BTA钻的结构特点、几何参数及总体受力,并进行了静力学、动力学分析。（3）基于Deform-3D软件的深孔钻削仿真模拟研究。建立钻削仿真模型,进行仿真试验,采用单因素试验方法对断屑台参数（高度、宽度、圆弧半径）影响切屑曲率半径的规律、切削用量影响切削温度、刀具磨损的规律进行研究。（4）深孔加工试验研究。本文通过深孔加工试验研究,在转速9)=240/8)4)9),1)=0.28)8)/时,研究了25Cr2Ni4MoV合金钢的切屑形态与内孔直线度,探讨了深孔加工过程中出现的难题,分析了镗削和珩磨对深孔加工质量的影响。
贾芳[10]（2020）在《25Cr2Ni4MoV钢热处理及其新型匹配药芯焊丝的研究》文中进行了进一步梳理风机应用遍布国民经济各个领域,离心压缩机是其中技术含量较高、制造难度较大的高端产品,而叶轮是离心风机核心零部件,它的尺寸及强度对通风机性能起着关键性作用。25Cr2Ni4MoV合金钢作为调质高强钢,需要经过焊接加工和调质处理才能应用于风机叶轮,然而由于焊接材料发展的滞后,25Cr2Ni4MoV合金高强钢缺乏与其强韧性配套的先进焊接材料,目前仍使用焊条电弧焊进行焊接生产。为了适应自动化生产的发展趋势,开发与25Cr2Ni4MoV合金钢相匹配的新型焊接材料迫在眉睫。本文从母材出发,通过对比分析供货态和调质态25Cr2Ni4MoV组织对力学性能的影响规律,探究其强韧化机理。结果表明,供货态25Cr2Ni4MoV钢显微组织为含有大量的大块状M-A岛的粒状贝氏体,仅含有少量大角度晶界,对裂纹扩展的阻碍能力十分微弱,此时钢的屈服强度为781MPa,抗拉强度为1125MPa,但是冲击功仅有31J,冲击断口为脆性断裂。调质处理后25Cr2Ni4MoV钢组织转变为细小的回火板条马氏体,大角度晶界明显增多,细小碳化物也随之增多,因此,钢的各项力学性能均得到大幅度提升。综合比较,920℃油淬+580℃回火处理后钢中马氏体显微特征和碳化物得到最佳组合,综合性能较优。在研究调质态25Cr2Ni4MoV合金钢强韧化机理的基础上,分析合金高强钢焊缝金属凝固和相变机理,提出以板条马氏体为主的25Cr2Ni4MoV合金钢焊缝组织,设计并制备了 5组与25Cr2Ni4MoV合金钢相匹配的金属粉型药芯焊丝。研究结果表明,该药芯焊丝焊接工艺性能良好,5种焊丝加工的焊接接头拉伸试样均是从焊缝处发生断裂。对比发现,3#、4#焊缝金属获得了较为细小的板条马氏体组织,在5组接头中性能最为优异,其抗拉强度分别为920.67MPa和892.22MPa,冲击功分别为43J和61J,与母材较为接近。与此同时,结合920℃油淬+580℃回火的调质工艺,对比分析3#和4#焊丝分别采用焊前调质和焊后调质两种工序时的焊接接头。研究结果表明,焊前调质焊接接头熔合线两侧组织差别较大,HAZ由于受焊接热循环影响晶粒长大,转变为粗大的板条马氏体,焊缝柱状组织由板条马氏体、贝氏体和铁素体组成。然而,焊后调质焊接接头整体的组织较为均匀,各区域均为板条状马氏体、回火索氏体组成,HAZ经过调质处理,组织转变为均匀细小的板条马氏体。其焊缝仍是焊接接头的薄弱部位,但是可以看出,与焊前调质相比,焊后调质处理的焊接接头具有更高的强度。这些试验结果为焊缝金属强韧化和焊接加工方法提供了参考。
二、4340高强度合金钢的生产（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、4340高强度合金钢的生产（论文提纲范文）
（1）等温淬火及回火40CrNiMo高强钢的微观组织与力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 选题背景及意义 |
| 1.2 单相高强钢国内外研究现状 |
| 1.2.1 低合金高强度钢 |
| 1.2.2 二次硬化高强钢 |
| 1.2.3 马氏体时效高强钢 |
| 1.3 多相高强钢国内外研究进展 |
| 1.3.1 双相钢(DP) |
| 1.3.2 淬火-配分钢(Q&P) |
| 1.4 贝氏体钢及贝氏体相变 |
| 1.4.1 贝氏体钢国内外研究进展 |
| 1.4.2 贝氏体分类 |
| 1.4.3 贝氏体相变机制 |
| 1.5 贝氏体的回火 |
| 1.6 研究目的及研究内容 |
| 1.6.1 研究目的 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第2章 实验材料及方法 |
| 2.1 实验钢化学成分 |
| 2.2 热处理工艺的确定 |
| 2.2.1 等温转变动力学的计算 |
| 2.2.2 预备热处理工艺 |
| 2.2.3 等温淬火工艺参数 |
| 2.2.4 回火工艺参数 |
| 2.3 微观组织观察 |
| 2.3.1 金相组织观察 |
| 2.3.2 SEM组织观察 |
| 2.3.3 XRD分析 |
| 2.4 力学性能测试 |
| 2.4.1 硬度测试 |
| 2.4.2 拉伸实验测试 |
| 2.4.3 冲击韧性测试 |
| 第3章 40CrNiMo钢预备热处理组织与力学性能 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 40CrNiMo钢热轧退火态显微组织 |
| 3.3 40CrNiMo钢的预备热处理 |
| 3.3.1 奥氏体化温度对晶粒长大的影响 |
| 3.3.2 预淬火处理后组织与力学性能 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 等温温度对40CrNiMo钢组织和力学性能的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 不同等温温度下40CrNiMo钢的微观组织 |
| 4.3 不同等温温度下40CrNiMo钢的拉伸性能 |
| 4.4 不同等温温度下40CrNiMo钢的冲击韧性 |
| 4.5 M_s以下等温淬火的相变机理及强韧化机制 |
| 4.6 本章小结 |
| 第5章 等温淬火及回火对40CrNiMo钢组织和力学性能的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 等温时间对40CrNiMo钢组织和力学性能的影响 |
| 5.2.1 不同等温时间下40CrNiMo钢的微观组织 |
| 5.2.2 不同等温时间下40CrNiMo钢的拉伸性能 |
| 5.2.3 不同等温时间下40CrNiMo钢的冲击韧性 |
| 5.3 回火工艺对40CrNiMo钢组织和力学性能的影响 |
| 5.3.1 不同回火温度下40CrNiMo钢的微观组织 |
| 5.3.2 不同回火温度下40CrNiMo钢的硬度 |
| 5.3.3 不同回火温度下40CrNiMo钢的拉伸和冲击性能 |
| 5.4 综合力学性能对比 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得的科研成果 |
| 致谢 |
（2）深海油气井口头材料热处理及性能评价（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 选题背景与意义 |
| 1.2 海洋工程用钢及其发展 |
| 1.2.1 海洋工程用钢种类 |
| 1.2.2 深海采油用装备 |
| 1.2.3 海洋工程用钢发展现状 |
| 1.3 海水腐蚀环境 |
| 1.3.1 腐蚀环境及腐蚀特征 |
| 1.3.2 腐蚀机理 |
| 1.4 研究目的与内容 |
| 第二章 试验材料与研究方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.2 正交试验设计 |
| 2.3 分析测试方法 |
| 2.3.1 显微组织观察 |
| 2.3.2 物相分析 |
| 2.3.3 扫描电镜观察 |
| 2.3.4 透射电镜观察 |
| 2.4 力学性能测试 |
| 2.4.1 硬度测试 |
| 2.4.2 拉伸性能测试 |
| 2.4.3 冲击性能测试 |
| 2.5 耐腐蚀性能测试 |
| 2.5.1 电化学测试 |
| 2.5.2 浸泡腐蚀测试 |
| 2.5.3 中性盐雾测试 |
| 2.5.4 H_2S环境抗应力腐蚀测试 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 热处理工艺对材料组织与力学性能的影响 |
| 3.1 成分微合金化设计思路 |
| 3.2 热处理工艺对G1钢组织及力学性能的影响 |
| 3.2.1 不同热处理工艺下显微组织分析 |
| 3.2.2 不同热处理工艺对力学性能的影响 |
| 3.3 热处理工艺对G2钢组织及力学性能的影响 |
| 3.3.1 不同热处理工艺下显微组织分析 |
| 3.3.2 不同热处理工艺对力学性能的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 不同热处理工艺合金钢耐腐蚀性能研究 |
| 4.1 电化学性能测试 |
| 4.2 浸泡腐蚀试验 |
| 4.2.1 腐蚀速率与腐蚀形貌观察 |
| 4.2.2 腐蚀产物分析与腐蚀机理 |
| 4.3 中性盐雾腐蚀试验 |
| 4.3.1 腐蚀速率及腐蚀形貌观察 |
| 4.3.2 腐蚀机理分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 H_2S环境下合金钢应力腐蚀行为研究 |
| 5.1 表面观察 |
| 5.2 腐蚀产物分析 |
| 5.3 断口形貌 |
| 5.4 SCC机制 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 结论 |
| 参考文献 |
| 在学期间取得的科研成果和科研情况说明 |
| 致谢 |
（3）DT506钢组织性能和动态行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 超高强度钢概述 |
| 1.3 低合金超高强度钢简述 |
| 1.3.1 低合金超高强度钢的发展及应用 |
| 1.3.2 低合金超高强度钢合金化研究 |
| 1.3.3 低合金超高强度钢热处理工艺的研究 |
| 1.4 低合金超高强度钢的动态性能研究 |
| 1.4.1 分离式Hopkinson压杆简介 |
| 1.4.2 材料动态力学效应研究 |
| 1.4.3 材料动态失效研究 |
| 1.4.4 本构方程的建立 |
| 1.5 研究目的和内容 |
| 第二章 试验材料及研究方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.2 研究方法 |
| 2.2.1 CCT曲线测定 |
| 2.2.2 热处理实验 |
| 2.2.3 力学性能检测 |
| 2.3 显微组织观察 |
| 第三章 DT506 钢连续冷却转变过程 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 临界相变点测定 |
| 3.2.1 A_(c1) 和A_(c3) 测定 |
| 3.2.2 M_s和M_f测定 |
| 3.2.3 B_s和B_f点测定 |
| 3.3 不同冷却速度下显微组织和硬度 |
| 3.3.1 显微组织分析 |
| 3.3.2 硬度结果分析 |
| 3.4 DT506 钢CCT曲线绘制 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 热处理工艺对DT506 钢力学性能和组织的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 正火温度对DT506 钢准静态力学性能和组织的影响 |
| 4.2.1 正火温度对准静态力学性能的影响 |
| 4.2.2 正火温度对冲击断口的影响 |
| 4.3 淬火温度对DT506 钢准静态力学性能和组织的影响 |
| 4.3.1 淬火温度对准静态力学性能的影响 |
| 4.3.2 淬火温度对微观组织的影响 |
| 4.3.3 淬火温度对冲击断口的影响 |
| 4.3.4 讨论 |
| 4.4 回火温度对DT506 钢准静态力学性能和组织的影响 |
| 4.4.1 回火温度对准静态力学性能的影响 |
| 4.4.2 回火温度对微观组织的影响 |
| 4.4.3 回火温度对冲击断口的影响 |
| 4.4.4 回火温度对碳化物析出的影响 |
| 4.4.5 讨论 |
| 4.5 回火保温时间对DT506 钢准静态力学性能和组织的影响 |
| 4.5.1 回火保温时间对准静态力学性能的影响 |
| 4.5.2 回火保温时间对冲击断口的影响 |
| 4.5.3 回火保温时间对碳化物析出的影响 |
| 4.5.4 讨论 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 DT506 钢动态力学性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 屈强比对DT506 压缩性能的影响 |
| 5.2.1 准静态压缩试验结果与分析 |
| 5.2.2 动态压缩结果与分析 |
| 5.3 显微组织形貌与分析 |
| 5.4 高应变速率敏感性分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 DT506 高应变速率动态本构模型构建 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 Cowper-Symonds(C-S)模型 |
| 6.3 标准Johnson-Cook(J-C)模型的构建 |
| 6.4 本章小结 |
| 第七章 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
（4）高强度马氏体钢-高塑性奥氏体钢复合组织及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究意义 |
| 1.2 高强度-高塑性钢的发展概况 |
| 1.3 高强度-高塑性合金钢的分类 |
| 1.3.1 传统高强度-高塑性合金钢 |
| 1.3.2 新型高强度-高塑性合金钢 |
| 1.4 合金钢典型的强韧化方法 |
| 1.4.1 TRIP和 TWIP强化机制 |
| 1.4.2 变形分配钢 |
| 1.4.3 梯度结构强化机制 |
| 1.4.4 高密度位错诱发高强度-高塑性钢 |
| 1.4.5 化学界面工程 |
| 1.4.6 复合多层结构设计 |
| 1.4.7 合金钢温轧强韧化 |
| 1.4.8 粉末冶金复合钢 |
| 1.5 课题研究内容 |
| 第2章 研究过程与方法 |
| 2.1 研究材料 |
| 2.2 试验方法 |
| 2.2.1 金相观察 |
| 2.2.2 扫描电镜观察 |
| 2.2.3 透射电镜观察 |
| 2.2.4 X射线衍射仪观察 |
| 2.2.5 电子探针显微分析 |
| 2.2.6 显微硬度测试 |
| 2.2.7 室温拉伸测试 |
| 2.3 本章小结 |
| 第3章 马氏体钢和奥氏体钢多层结构设计 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验材料与方法 |
| 3.3 实验结果 |
| 3.3.1 微观组织 |
| 3.3.2 复合后各层相分析 |
| 3.3.3 TEM显微组织 |
| 3.3.4 元素扩散分析 |
| 3.3.5 显微硬度 |
| 3.3.6 拉伸性能 |
| 3.3.7 断裂机制 |
| 3.4 分析与讨论 |
| 3.4.1 混合修正原则偏差 |
| 3.4.2 温轧对马氏体钢变形行为的影响 |
| 3.4.3 温轧对奥氏体钢变形行为的影响 |
| 3.4.4 温轧对相邻复合层协同变形行为的影响 |
| 3.4.5 几何必需位错 |
| 3.4.6 相变诱导塑性(TRIP)机制 |
| 3.5 强韧化机理总结 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 马氏体钢和奥氏体钢粉末冶金复合 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验材料 |
| 4.3 放电等离子烧结参数的优化 |
| 4.3.1 烧结温度对烧结质量的影响 |
| 4.3.2 保温时间对烧结质量的影响 |
| 4.3.3 烧结压强的确定 |
| 4.3.4 原始粉末尺寸对烧结质量的影响 |
| 4.4 具体实验方法 |
| 4.5 实验结果与讨论 |
| 4.5.1 显微组织 |
| 4.5.2 热轧对显微组织及拉伸性能的影响 |
| 4.5.3 冷轧+高温回火对复合材料性能的影响 |
| 4.5.4 断口分析 |
| 4.6 强化机理分析 |
| 4.6.1 元素扩散 |
| 4.6.2 混合修正原则计算 |
| 4.6.3 显微硬度分析 |
| 4.6.4 强化机理总结 |
| 4.7 粉末冶金复合钢温轧探索 |
| 4.8 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间承担的科研任务与主要成果 |
| 致谢 |
（5）镐型截齿多质量特性调控机制与制造工艺研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题来源、研究背景及意义 |
| 1.2 镐型截齿制造工艺研究现状 |
| 1.2.1 镐型截齿材料 |
| 1.2.2 镐型截齿表面处理 |
| 1.2.3 镐型截齿制造工艺 |
| 1.3 深冷处理技术研究现状 |
| 1.3.1 深冷处理技术概述 |
| 1.3.2 合金钢深冷处理研究现状 |
| 1.3.3 硬质合金深冷处理研究现状 |
| 1.4 研究目标、内容和方法及论文框架 |
| 1.4.1 研究目标 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 1.4.3 研究方法 |
| 1.4.4 论文框架 |
| 第二章 镐型截齿多质量特性调控机制理论研究 |
| 2.1 镐型截齿关键质量特性确定 |
| 2.1.1 镐型截齿用户需求分析 |
| 2.1.2 镐型截齿质量特性分析 |
| 2.1.3 镐型质量关键质量特性 |
| 2.2 镐型截齿关键工序识别 |
| 2.3 镐型截齿失效与对策分析 |
| 2.4 镐型截齿多质量特性调控机制 |
| 2.5 本章小结 |
| 第三章 镐型截齿齿体材料多质量特性调控制造工艺研究 |
| 3.1 材料与试验方法 |
| 3.1.1 试验材料 |
| 3.1.2 工艺试验方案 |
| 3.1.3 质量特性测试 |
| 3.1.4 微观组织观测 |
| 3.2 形变热处理对齿体材料质量特性的调控机制 |
| 3.2.1 形变热处理对齿体材料硬度的调控机制 |
| 3.2.2 形变热处理对齿体材料耐磨性的调控机制 |
| 3.2.3 形变热处理对齿体材料冲击韧性的调控机制 |
| 3.2.4 形变热处理对齿体材料综合质量特性的调控机制 |
| 3.3 形变热处理对齿体材料磨痕形貌、断口形貌和微观组织的影响 |
| 3.3.1 磨痕形貌分析 |
| 3.3.2 断口形貌分析 |
| 3.3.3 微观组织分析 |
| 3.3.4 XRD物相分析 |
| 3.3.5 微观影响机理 |
| 3.4 深冷处理对齿体材料质量特性的调控机制 |
| 3.4.1 深冷处理对齿体材料硬度的调控机制 |
| 3.4.2 深冷处理对齿体材料耐磨性的调控机制 |
| 3.4.3 深冷处理对齿体材料冲击韧性的调控机制 |
| 3.4.4 深冷处理对齿体材料抗弯强度的调控机制 |
| 3.4.5 深冷处理对齿体材料综合质量特性的调控机制 |
| 3.5 深冷处理对齿体材料磨痕形貌、断口形貌与微观组织的影响 |
| 3.5.1 磨痕形貌分析 |
| 3.5.2 断口形貌分析 |
| 3.5.3 微观组织分析 |
| 3.5.4 XRD物相分析 |
| 3.6 深冷处理对齿体材料的微观影响机理 |
| 3.7 本章小结 |
| 第四章 镐型截齿齿尖材料多质量特性调控制造工艺研究 |
| 4.1 材料与试验方法 |
| 4.1.1 试验材料 |
| 4.1.2 工艺试验方案 |
| 4.1.3 质量特性测试 |
| 4.1.4 微观组织观测 |
| 4.2 深冷处理对齿尖硬质合金材料质量特性的调控机制 |
| 4.2.1 深冷处理对齿尖硬质合金材料显微硬度的调控机制 |
| 4.2.2 深冷处理对齿尖硬质合金材料耐磨性的调控机制 |
| 4.2.3 深冷处理对齿尖硬质合金材料综合质量特性的调控机制 |
| 4.3 深冷处理对齿尖硬质合金材料微观组织及磨痕形貌的影响 |
| 4.3.1 微观组织分析 |
| 4.3.2 磨痕形貌分析 |
| 4.3.3 XRD物相分析 |
| 4.4 深冷处理对齿尖硬质合金材料的微观影响机理 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 镐型截齿多质量特性调控制造工艺研究 |
| 5.1 材料与试验方法 |
| 5.1.1 工艺试验方案 |
| 5.1.2 割岩试验研究 |
| 5.1.3 质量特性测试 |
| 5.2 深冷处理对截齿多质量特性的调控机制 |
| 5.2.1 深冷处理对截齿硬度的调控机制 |
| 5.2.2 深冷处理对截齿耐磨性的调控机制 |
| 5.2.3 深冷处理对截齿冲击韧性的调控机制 |
| 5.2.4 深冷处理对截齿综合质量特性的调控机制 |
| 5.3 本章小结 |
| 第六章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 工作展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读博士学位期间的学术成果 |
（6）金属材料表面旋压强化机制与疲劳延寿研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 金属材料表面机械强化 |
| 1.2.1 金属材料表面机械强化技术概述 |
| 1.2.2 金属材料表面机械强化后梯度层微观组织特征 |
| 1.2.3 金属材料表面机械强化后梯度层力学性能特征 |
| 1.3 表面机械强化提升金属材料拉伸性能 |
| 1.3.1 金属材料拉伸性能概述 |
| 1.3.2 金属材料拉伸性能提升途径 |
| 1.3.3 表面机械强化提升金属材料拉伸性能 |
| 1.4 表面机械强化提升金属材料疲劳性能 |
| 1.4.1 金属材料疲劳性能概述 |
| 1.4.2 金属材料疲劳性能提升途径 |
| 1.4.3 表面机械强化提升金属材料疲劳性能 |
| 1.5 研究意义、目的及内容 |
| 第2章 金属材料表面旋压强化行为 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验材料及方法 |
| 2.2.1 表面旋压强化技术 |
| 2.2.2 不同强度金属材料表面旋压强化 |
| 2.2.3 不同加工硬化能力金属材料表面旋压强化 |
| 2.3 金属材料强度对表面旋压强化行为的影响 |
| 2.3.1 不同强度结构钢3S前微观组织及拉伸性能 |
| 2.3.2 不同结构钢3S后梯度组织与显微硬度 |
| 2.3.3 金属材料强度对表面旋压强化行为影响 |
| 2.3.4 金属材料表面旋压强化机制及梯度层变化规律 |
| 2.4 金属材料加工硬化能力对表面旋压强化行为的影响 |
| 2.4.1 不同加工硬化能力金属材料3S前微观组织及拉伸性能 |
| 2.4.2 不同加工硬化能力金属材料3S后梯度组织及显微硬度 |
| 2.4.3 金属材料加工硬化能力对表面旋压强化行为的影响 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 金属材料表面旋压强化后梯度层性质 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验材料及方法 |
| 3.2.1 纯Cu表面旋压强化 |
| 3.2.2 Cu-Al合金表面旋压强化 |
| 3.3 纯Cu表面旋压强化后梯度层性质 |
| 3.3.1 不同晶粒尺寸纯Cu初始态微观组织及拉伸性能 |
| 3.3.2 不同晶粒尺寸纯Cu表面旋压强化后梯度组织及显微硬度 |
| 3.3.3 晶粒尺寸对纯Cu梯度层最大显微硬度和层深的影响 |
| 3.4 Cu-Al合金表面旋压强化后梯度层性质 |
| 3.4.1 Cu-Al合金初始态微观组织及拉伸性能 |
| 3.4.2 Cu-Al合金表面旋压强化后的梯度组织及显微硬度 |
| 3.4.3 Cu-Al合金3S后梯度层中最大显微硬度和层深变化规律 |
| 3.4.4 金属材料表面机械强化后梯度层最大显微硬度变化规律 |
| 3.4.5 金属材料表面机械强化后梯度层深度变化规律 |
| 3.4.6 金属材料表面机械强化梯度层性质与优化途径 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 金属材料表面旋压强化后拉伸性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验材料及方法 |
| 4.2.1 304不锈钢与H62黄铜表面旋压强化与拉伸性能 |
| 4.2.2 Cu-Al合金表面旋压强化与拉伸性能 |
| 4.3 304不锈钢与H62黄铜表面旋压强化后拉伸性能 |
| 4.3.1 304不锈钢与H62黄铜表面旋压强化后梯度层特征 |
| 4.3.2 304不锈钢与H62黄铜表面旋压强化前后拉伸性能 |
| 4.3.3 304不锈钢与H62黄铜表面旋压强化后屈服强度计算 |
| 4.4 Cu-Al合金成分、组织调控与表面旋压强化后拉伸性能 |
| 4.4.1 不同成分Cu-Al合金微观组织及拉伸性能 |
| 4.4.2 不同晶粒尺寸Cu-Al合金微观组织及拉伸性能 |
| 4.4.3 不同梯度结构Cu-Al合金微观组织及拉伸性能 |
| 4.4.4 成分、晶粒尺寸与梯度结构对Cu-Al合金强度和塑性的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 金属材料表面旋压强化疲劳延寿机制 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验材料及方法 |
| 5.2.1 50CrMnMoVNb弹簧钢喷丸强化及表面完整性测试 |
| 5.2.2 50CrMnMoVNb弹簧钢表面旋压强化及疲劳测试 |
| 5.3 50CrMnMoVNb弹簧钢喷丸后表面完整性 |
| 5.3.1 喷丸前微观组织及拉伸性能 |
| 5.3.2 喷丸后表面完整性及变化规律 |
| 5.3.3 基体强度对喷丸后表面完整性的影响 |
| 5.3.4 金属材料喷丸后表面完整性评估及优化 |
| 5.4 表面旋压强化提升50CrMnMoVNb弹簧钢疲劳性能 |
| 5.4.1 表面旋压处理前后微观组织及静态力学性能 |
| 5.4.2 三点弯曲疲劳性能及循坏变形行为 |
| 5.4.3 疲劳风险因子及疲劳开裂机理 |
| 5.4.4 50CrMnMoVNb弹簧钢疲劳延寿途径 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 全文总结 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在读期间发表的学术论文与取得的其他研究成果 |
| 作者简介 |
（7）Cr5MoVNi高强度高碳钢的热处理工艺及其对组织力学性能的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 超高强度钢的发展及研究现状 |
| 1.2.1 低合金中低碳超高强度钢 |
| 1.2.2 中高合金二次硬化超高强度钢 |
| 1.2.3 超低碳马氏体时效超高强度钢 |
| 1.3 高碳钢的发展及研究现状 |
| 1.3.1 高碳钢的制备方法 |
| 1.3.2 高碳钢的力学性能 |
| 1.4 强韧化机理 |
| 1.4.1 固溶强化 |
| 1.4.2 加工硬化 |
| 1.4.3 细晶强化 |
| 1.4.4 第二相强化 |
| 1.4.5 相变强化 |
| 1.5 新型强韧化设计思路 |
| 1.5.1 淬火-配分(Q&P)及淬火-配分-回火(Q-P-T)热处理思路 |
| 1.5.2 M3组织调控思路 |
| 1.5.3 复合纳米相析出思路 |
| 1.6 研究目的与研究内容 |
| 第二章 实验材料及实验方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 实验方法与实验设备 |
| 2.2.1 差热扫描(DSC)分析 |
| 2.2.2 金相(OM)观察 |
| 2.2.3 扫描电子显微镜(SEM)观察及能谱(EDS)分析 |
| 2.2.4 X射线衍射(XRD)分析 |
| 2.2.5 透射电子显微镜(TEM)观察及选区电子衍射(SAED)分析 |
| 2.2.6 压缩实验 |
| 2.2.7 硬度测试 |
| 2.3 实验工艺路线 |
| 第三章 Cr5MoVNi高强度高碳钢的基本热处理工艺和力学性能 |
| 3.1 相变温度的确定 |
| 3.2 基本热处理工艺的制定与组织分析 |
| 3.2.1 铸态组织 |
| 3.2.2 球化退火工艺及组织 |
| 3.2.3 淬火工艺及组织 |
| 3.2.4 回火工艺及组织 |
| 3.3 基本热处理工艺下Cr5MoVNi高强度高碳钢的力学性能 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 高温奥氏体化处理对Cr5MoVNi高强度高碳钢碳化物形貌及力学性能的影响 |
| 4.1 Cr5MoVNi高强度高碳钢高温奥氏体化热处理方案 |
| 4.2 高温奥氏体化处理对Cr5MoVNi高强度高碳钢微观组织形貌的影响 |
| 4.2.1 高温奥氏体化Cr5MoVNi高强度高碳钢淬火组织 |
| 4.2.2 高温奥氏体化Cr5MoVNi高强度高碳钢回火组织 |
| 4.3 高温奥氏体化处理对Cr5MoVNi高强度高碳钢力学性能的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 高温均匀化处理对Cr5MoVNi高强度高碳钢碳化物形貌及力学性能的影响 |
| 5.1 Cr5MoVNi高强度高碳钢高温均匀化热处理方案 |
| 5.2 高温均匀化处理对Cr5MoVNi高强度高碳钢微观组织形貌的影响 |
| 5.3 高温均匀化处理对Cr5MoVNi高强度高碳钢力学性能的影响 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士(硕士)学位期间所取得的研究成果 |
| 致谢 |
（8）激光熔化沉积945钢的微观组织与力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 选题背景及研究意义 |
| 1.2 舰船用钢的国内外研究现状 |
| 1.3 金属增材制造技术 |
| 1.4 钢的增材制造研究进展 |
| 1.5 本文的研究内容与方法 |
| 第二章 实验材料及方法 |
| 2.1 实验原材料和制备仪器 |
| 2.1.1 实验材料 |
| 2.1.2 激光熔化沉积实验 |
| 2.1.3 热处理实验 |
| 2.2 实验表征方法 |
| 2.2.1 金相显微镜(OM) |
| 2.2.2 扫描电子显微镜(SEM) |
| 2.2.3 电子背散射衍射(EBSD) |
| 2.2.4 X射线衍射(XRD) |
| 2.2.5 透射电子显微镜(TEM) |
| 2.3 力学性能测试 |
| 2.3.1 显微硬度测试 |
| 2.3.2 单向拉伸性能测试 |
| 2.4 激光熔化沉积945钢的样品制备 |
| 2.5 热处理实验样品制备 |
| 第三章 激光熔化沉积945钢的组织表征及力学性能研究 |
| 3.1 试样的宏观观察 |
| 3.2 试样的物相分析 |
| 3.3 试样的微观组织 |
| 3.4 显微硬度测试 |
| 3.5 室温拉伸性能及其断口形貌 |
| 3.6 本章总结 |
| 第四章 热处理工艺对激光熔化沉积945钢的组织和性能影响 |
| 4.1 热处理工艺设计 |
| 4.2 试样的物相分析 |
| 4.3 试样的微观组织 |
| 4.4 显微硬度测试 |
| 4.5 室温拉伸性能及其断口形貌 |
| 4.6 本章总结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 主要结论 |
| 5.2 研究展望 |
| 参考文献 |
| 在学期间的研究成果 |
| 致谢 |
（9）25Cr2Ni4MoV合金钢的深孔工艺试验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 主要符号表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题研究背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 深孔加工技术的发展与研究现状 |
| 1.2.2 钻削合金钢的研究现状 |
| 1.2.3 金属切削模拟技术发展现状 |
| 1.3 课题研究的内容及技术路线 |
| 1.3.1 研究内容 |
| 1.3.2 技术路线 |
| 1.4 创新点 |
| 第二章 25Cr2Ni4MoV合金钢深孔加工工艺研究 |
| 2.1 25Cr2Ni4MoV合金钢材料分析 |
| 2.1.1 25Cr2Ni4MoV合金钢的切削加工性 |
| 2.1.2 25Cr2Ni4MoV合金钢的加工难点及针对策略 |
| 2.2 25Cr2Ni4MoV合金钢深孔加工工艺流程及系统设计 |
| 2.2.1 零件结构及特点 |
| 2.2.2 零件的加工工艺安排 |
| 2.2.3 深孔加工系统设计 |
| 2.3 本章小结 |
| 第三章 BTA深孔刀具设计及其有限元分析 |
| 3.1 BTA深孔刀具设计 |
| 3.1.1 深孔钻头的分类与选型 |
| 3.1.2 错齿内排屑深孔钻结构 |
| 3.1.3 错齿BTA深孔钻几何参数设计 |
| 3.1.4 刀具材料选择 |
| 3.1.5 受力分析 |
| 3.1.6 错齿BTA深孔钻头三维实体建模和危险部位分析 |
| 3.2 BTA钻杆动力学分析 |
| 3.2.1 模态分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第四章 BTA深孔钻削有限元分析 |
| 4.1 DEFORM-3D软件简介 |
| 4.2 钻削25Cr2Ni4MoV合金钢钢仿真模型的建立 |
| 4.2.1 模型建立方式的选择 |
| 4.2.2 几何模型的建立与导入 |
| 4.2.3 网格划分及网格重划分 |
| 4.2.4 设定钻削运动方式 |
| 4.2.5 设定边界条件 |
| 4.2.6 材料模型的建立 |
| 4.2.7 设定对象间关系 |
| 4.2.8 设置仿真控制参数 |
| 4.2.9 生成数据库 |
| 4.3 仿真方案设计 |
| 4.4 钻削仿真结果及数据处理 |
| 4.4.1 切屑形态随断屑台尺寸变化规律 |
| 4.4.2 切削用量对切削温度的影响 |
| 4.4.3 切削用量对刀具磨损的影响 |
| 4.5 本章总结 |
| 第五章 BTA深孔加工试验 |
| 5.1 试验目的 |
| 5.2 试验条件 |
| 5.2.1 机床设备 |
| 5.2.2 试验刀具 |
| 5.2.3 工件材料 |
| 5.2.4 测量仪器 |
| 5.3 试验方案 |
| 5.4 深孔加工效果分析 |
| 5.4.1 切屑形态分析 |
| 5.4.2 孔轴线偏斜分析 |
| 5.5 深孔加工工艺分析 |
| 5.6 深孔加工试验问题及处理措施 |
| 5.7 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间参加科研情况及获得的学术成果 |
（10）25Cr2Ni4MoV钢热处理及其新型匹配药芯焊丝的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 课题背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 2 5Cr2Ni4MoV合金钢研究现状 |
| 1.2.2 调质高强钢焊接研究现状 |
| 1.2.3 金属粉型药芯焊丝研究现状 |
| 1.3 主要研究内容及研究方法 |
| 1.3.1 主要研究内容 |
| 1.3.2 主要研究方法 |
| 2 试验材料与方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 母材材料 |
| 2.1.2 金属粉型药芯焊丝 |
| 2.2 热处理工艺设计 |
| 2.3 药芯焊丝的制备 |
| 2.4 焊接试验 |
| 2.5 组织及力学性能测试 |
| 2.5.1 热处理后组织观察及性能测试 |
| 2.5.2 焊接接头组织观察及性能测试 |
| 3 不同热处理状态下25Cr2Ni4MoV组织性能研究 |
| 3.1 25Cr2Ni4MoV钢不同热处理状态的显微组织 |
| 3.1.1 25Cr2Ni4MoV钢供货态显微组织 |
| 3.1.2 25Cr2Ni4MoV钢调质态显微组织 |
| 3.2 25Cr2Ni4MoV钢不同热处理状态的力学性能 |
| 3.2.1 不同热处理状态25Cr2Ni4MoV钢的力学性能 |
| 3.2.2 不同热处理状态25Cr2Ni4MoV钢冲击断口特征 |
| 3.3 回火温度对25Cr2Ni4MoV钢的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 25Cr2Ni4MoV钢匹配药芯焊丝开发 |
| 4.1 25Cr2Ni4MoV钢焊缝金属组织设计 |
| 4.2 金属型药芯焊丝的合金系选择 |
| 4.2.1 药芯焊丝合金系确定 |
| 4.2.2 药芯焊丝合金粉末配比计算 |
| 4.3 焊接工艺性分析 |
| 4.4 焊接接头组织性能分析 |
| 4.4.1 焊接接头力学性能 |
| 4.4.2 焊接接头显微组织 |
| 4.4.3 不同Cr、Ni含量对焊缝性能的影响 |
| 4.5 调质顺序对焊接接头性能的影响 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 结论 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间主要研究成果 |
四、4340高强度合金钢的生产（论文参考文献）
- [1]等温淬火及回火40CrNiMo高强钢的微观组织与力学性能研究[D]. 刘笑笑. 太原理工大学, 2021(01)
- [2]深海油气井口头材料热处理及性能评价[D]. 黄志新. 天津理工大学, 2021(08)
- [3]DT506钢组织性能和动态行为研究[D]. 卢铁. 江西理工大学, 2021(01)
- [4]高强度马氏体钢-高塑性奥氏体钢复合组织及性能研究[D]. 李靖宇. 燕山大学, 2021(01)
- [5]镐型截齿多质量特性调控机制与制造工艺研究[D]. 张海东. 太原科技大学, 2021(02)
- [6]金属材料表面旋压强化机制与疲劳延寿研究[D]. 任川兮. 中国科学技术大学, 2021(09)
- [7]Cr5MoVNi高强度高碳钢的热处理工艺及其对组织力学性能的影响[D]. 董子尧. 中北大学, 2020
- [8]激光熔化沉积945钢的微观组织与力学性能研究[D]. 董武梅. 北方工业大学, 2020(02)
- [9]25Cr2Ni4MoV合金钢的深孔工艺试验研究[D]. 李众. 西安石油大学, 2020(12)
- [10]25Cr2Ni4MoV钢热处理及其新型匹配药芯焊丝的研究[D]. 贾芳. 西安理工大学, 2020