一、45CrMoV钢的显微组织分析（论文文献综述）
周灿栋[1]（2001）在《高氮35CrMoV钢的制备和研究》文中认为近年来对高氮钢的研究如火如荼。高氮钢的种类也已经不仅仅限于奥氏体不锈钢、高速钢，有向一般钢种扩展的趋势。与此同时高氮钢的制备手段越来越多，技术也越来越成熟。尽管如此，由于受冶炼工艺和投资的限制，高氮钢还没有得到广泛应用，高氮钢的潜力至今还不可能完全认识。为探索我国高氮钢走向大规模生产的可能性，本论文通过粉末包套和粉末爆炸成型-烧结-锻压技术进行了高氮35CrMoV钢的制备。对铁及铁合金中氮溶解反应进行了阐述和分析，说明了制备高氮钢过程中出现的问题。对所制高氮钢的组织和性能进行了分析。最后还运用统计热力学方法对αFe-N体系进行了分析。 本论文中采用粉末包套锻压-热处理的技术路线研制出了性能优于相应低氮钢的高氮钢材料。所研制的35CrMoV钢含氮量为0.1 wt％，在高氮钢定义的范围内。其密度可达7.8g／cm3。采用粉末爆炸成型-烧结法制备的35CrMoV钢最终含氮量为0.15 wt％。由于仅作了初步探索，烧结试样的密度仅为6.9 g／cm3。试样横截面中心存在裂纹，所以没有进行锻压，但其边缘的绝大多部分区域里的显微组织很致密，因此采用爆炸成型方法制备高氮钢的方法是可望成功的。 经退火热处理后，高氮35CrMoV钢试样的拉伸延伸率达到13％以上。经淬火回火热处理后，在室温拉伸过程中发生韧性断裂的高氮35CrMoV钢，其拉伸强度可超出低氮35CrMoV钢的标准力学性能达30％，而且拉伸延伸率没有下降，抗回火2001年上海大学博士学位论文软化稳定性温度也提高了。在高温拉伸试验中，与低氮35CrMoV钢的高温力学性能标准相比，高氮钢在600℃时的性能与低氮钢在500℃时的性能相当。随着温度的升高，材料的强度下降，而延伸率则增加。 氮使钢强韧性提高的原因表现在:钢中强氮化物形成元素Cr、V与氮形成弥散分布的高熔点且难溶的细小碳氮化物，阻碍了加热过程中奥氏体晶粒的长大，也使得奥氏体的分解产物很细。同时在变形过程中这些细小碳氮化物又起钉扎位错的作用。由锻造态、退火态、淬火态和淬火一回火态的组织分析可知，高氮钢的组织明显比低氮钢细得多。氮的加人提高了奥氏体的稳定性。高氮钢淬火组织中除了大量细板条马氏体外，还有少量贝氏体、M一A组织及孪晶马氏体出现。与低氮钢显微组织相比较，高氮钢650一670℃回火后析出的碳化物细小，且碳化物的析出没有方向性。同时还存在更细小的沉淀粒子。 用爆炸成型一烧结工艺制备的高氮35CrMov钢试样组织特点是:珠光体中平行分布的片状渗碳体都很细;除了渗碳体外，还有（c r，Mo）试C，N殆沉淀相粒子存在，它们有的呈圆形，有的呈针状，有的有序分布并与位错线相交;试样中仍保留了较高的位错密度。 不论铁处于何种状态（铁素体、奥氏体还是液态），氮在其中的溶解性能都遵循Sieverts定律。氮在铁合金中的溶解度受合金元素的种类和含量、温度。压力及各种综合因素的影响。 钢粉末用氨气渗氮的效率和经济性远优于用氮气渗氮，本文从理论上说明了这一点并且通过热力学分析指出，所制备的高氮35CrMoV钢中氮主要以Cr（C，N），V（C，N）两种碳氮化物形式存在。 高氮35CrMoV钢的制备和研究 借助统计热力学方法和正规溶液模型法估计了在aFe一N体系中氮原子与其周围最近邻氮原子之间的相互作用。两种方法估计的N一N相互作用都为排斥力，且随温度变化而变化。本文估计了不同温度下ENFe、EFe-*等参数。氮的加人改变了铁晶体的晶格参数，使铁原子与铁原子之间的键能发生了改变。氮在a-Fe晶体的晶格中的分布接近于随机。 Monte Carlo模拟计算结果表明在很大的氮逸度范围内，a一Fe晶体中固溶氮浓度都遵循Sieverts定律。该逸度范围比面心立方结构的Fe一N体系中大得多;由模拟计算结果还可知，在固体渗氮过程中，若要使合金含有同样浓度的固溶氮，渗氮温度较低时应保持较高的氮分压。
刘斌[2]（2016）在《深海环境对纯Ni及NiCrMoV钢焊接接头腐蚀行为机制的影响》文中研究说明本论文利用电化学测试、光学及电子显微镜研究了静水压力对纯镍在氯化钠溶液中的腐蚀行为的影响。随着静水压力的升高,纯镍的点蚀电位降低,维钝电流升高,恶化了纯镍的耐点蚀性能。研究结果同时表明静水压力对纯镍的腐蚀行为有着三个方面的影响:静水压力的升高对纯镍表面钝化膜的形成具有阻碍作用;静水压力的升高阻碍B1过程（点蚀生长和湮灭的随机模型）并加速A3过程（点蚀生长随机模型）;静水压力提高了纯镍的点蚀生长概率。金属Ni作为一种重要的合金元素添加到新型低合金钢10Ni5CrMoV钢中提高其耐蚀能力。10Ni5CrMoV钢作为新一代深海工程用钢广泛应用于建造深海工程及深潜器。深海工程及深潜器的建造工作离不开焊接技术的支撑,l0Ni5CrMoV钢焊接接头的耐腐蚀性能直接影响到深海工程及深潜器的服役安全。因此,开展焊接工艺对焊接接头深海腐蚀的影响的研究工作变得十分迫切。本文基于1.85KJ/mm、2.34KJ/mm、3.17KJ/mm三种焊接线能量加工的10Ni5CrMoV钢焊接接头,利用MSC.Marc有限元方法数值模拟焊接加工过程。研究结果表明,当线能量由小变大,焊缝金属及热影响区的温度场呈现出焊缝金属区域高温持续时间变长,应力场和应变场的值逐渐变小。金相分析结果显示焊接线能量越大,形成的热影响区的区域宽度也就越大。焊接线能量越大,冷却速度相对降低,发生马氏体相变转变为贝氏体相变的可能性也就越高,焊接接头所处的焊接残余热应力水平值越高。腐蚀试验结果表明,线能量为1.85KJ.mm-1、线能量为3.17KJ.mm-1焊接接头在深海环境下的有严重的局部腐蚀,采用线能量为2.34KJ.mm-1焊接工艺的10Ni5CrMoV钢焊接接头在深海环境下的耐蚀性能最好,具有良好的耐深海腐蚀性能。10Ni5CrMoV钢焊接接头在深海环境下出现局部腐蚀甚至点蚀,这种现象产生的原因有两个方面:一方面,焊接热循环带来焊接接头残余热应力导致其表面的力学-化学不均匀性导致的焊接接头材料深海环境下的腐蚀敏感性提高:另一方面,焊接接头特征区域之间的金属材料在深海环境下较大的电位差出现电偶腐蚀,加速其在深海环境下焊缝金属和热影响区的腐蚀速度,使深海环境下材料腐蚀危害性加剧。利用有限元完成深海多因素耦合环境下焊接接头复杂耦合的腐蚀电化学模型模拟,研究结果表明深海环境中10Ni5CrMoV钢焊接接头的焊缝金属和热影响区具有较强的腐蚀敏感性,容易在深海环境下发生局部腐蚀,危害焊接接头的深海腐蚀服役安全。
冯琼[3]（2015）在《先进高强钢强韧化微观机理研究》文中提出随着结构轻量化及节能减排要求的不断提高,工业界对金属材料,尤其是高强度钢的强度和韧性提出越来越高的需求。高强度钢在工业制造中已发挥着不可替代的作用,其中亚稳态奥氏体不锈钢和低合金高强度钢是最常用的两类。虽然亚稳态奥氏体不锈钢的抗拉强度可达1 GPa,但是其退火态下的屈服强度却只为300 MPa,这限制了它的工业应用范围。本文采用温轧方法在301亚稳态奥氏体不锈钢的初始组织内引入位错,成功实现了既提高材料强度,又提高其塑性的强韧化设计目标。研究表明,该温轧强韧化机理的优点主要在于它实现了强化和韧化机理的解耦。样品屈服强度的提高主要来源于温轧工艺在基体内预存的位错；亚微米级的α-马氏体在材料内部均匀地弥散分布,在基体内形成了大量的位错源,促进了位错的增殖,从而提高了温轧样品的塑性。在亚稳态奥氏体不锈钢的塑性变形过程中,各种微结构与α-马氏体的交互作用都会对马氏体相变的过程产生影响。本文采用逐步位移加载的方式开展原位透射电镜拉伸实验研究,系统分析了ε-马氏体、晶界、孪晶界、位错与α-马氏体交互作用的具体过程,进一步揭示了亚稳态奥氏体不锈钢的变形机理。此外,低合金高强度钢在使用过程中通常采用焊接方式连接,其焊接接头的整体强韧性需要依靠各焊接区域的组织来保证。本文系统研究了微观组织对10Ni5CrMoV低合金高强度钢焊接接头整体强韧性和疲劳性能的影响。
张汉兵,江天波,杨尚广,崔国栋[4]（2013）在《多元共渗时间对45CrMoV钢耐磨性和耐蚀性的影响》文中研究表明采用气体多元共渗技术在550℃条件下对调质态45CrMoV模具钢样品分别进行了1 h、2 h、4 h和8 h的共渗处理,利用金相显微镜、显微硬度计、滑动摩擦磨损试验机、电化学工作站等对渗层的微观形貌、显微硬度、耐磨性、耐蚀性进行了测试和分析。结果表明,经过低温气体多元共渗处理的样品具有良好的耐蚀性,且随多元共渗时间的增长,耐蚀性有所增强,共渗时间在4 h以内,由于腐蚀电位的提高,材料的耐蚀性增强,共渗处理8 h的样品则因为腐蚀电流大幅减小,抗腐蚀性能得到大幅提高;经过低温气体多元共渗处理的样品,耐磨性比原材有大幅提高,但随共渗时间增长,化合物层加厚,易于在摩擦过程中崩碎产生颗粒,使样品产生犁削磨损,因此耐磨性能下降。
杨延格[5]（2011）在《10Ni5CrMoV钢动态力学性能及深海腐蚀行为研究》文中研究说明随着对深海资源的探测与开发,深海工程对材料性能的要求越来越高,尤其要求材料有抵抗高速变形的力学性能和良好的耐深海腐蚀性能。10Ni5CrMoV钢是深海工程中常用的工程结构用钢,研究其动态力学性能和耐深海腐蚀性能对于深海资源的开发、深海工程材料的设计与选材具有重要的意义。本文利用Hopkinson装置对10Ni5CrMoV钢的动态力学性能进行了研究。研究表明,10Ni5CrMoV钢是应变率敏感性材料,随着应变率的增加,10Ni5CrMoV钢的屈服强度表现出应变率不敏感区、过渡区和应变率敏感区,不同区的流变应力控制机理分别为长程摩擦力控制、热激活控制和位错拖曳控制；高应变速率下,10Ni5CrMoV钢没有发生脆断,断裂方式仍为韧性断裂。利用深海环境模拟装置研究了静水压力对10Ni5CrMoV钢腐蚀行为的影响,研究表明随着静水压力的增加,10Ni5CrMoV钢的耐蚀性能变差且不同静水压力下呈现不同的腐蚀形貌特征,常压下10Ni5CrMoV钢的腐蚀形貌特征主要以浅碟形局部腐蚀区为主,6 MPa的静水压力下,腐蚀形貌呈现明显的均匀腐蚀特征。利用递归分析及有限元模拟对10Ni5CrMoV钢不同静水压力下出现不同腐蚀形貌的原因进行了分析,分析表明高的静水压力下,点蚀坑周围存在明显的应力集中导致10Ni5CrMoV钢点蚀的三维成长呈各向异性,点蚀的横向扩展速度明显高于纵向生长速度,点蚀不断横向聚合长大,最终导致高的静水压力下腐蚀形貌呈现均匀腐蚀特征。为了进一步提高10Ni5CrMoV钢的性能优势,利用循环淬火对其进行了晶粒超细化处理,研究了晶粒超细化对10Ni5CrMoV钢动态力学性能和耐深海腐蚀性能的影响。研究表明晶粒超细化没有改变屈服强度随应变速率的变化规律和断裂方式,由细晶强化引起的强度增加值△6s随应变率的增加而升高,晶粒超细化能有效地改善10Ni5CrMoV钢的耐蚀性能。
胡连海[6]（2011）在《10Ni3CrMoV钢厚板激光焊接稳定性与接头组织及性能研究》文中认为传统上对于板厚超过20mm以上的大厚板焊接,广泛地采用了窄间隙SAW/GMAW焊接方法,同传统的电弧焊接相比,激光焊接厚板有着巨大的优势,由于激光焊接热源能量密度集中,使得线能量小,热影响区窄,焊接变形小,焊接生产效率高,焊接接头的力学性能优异。本研究以10Ni3CrMoV钢作为研究对象,采用激光焊接和激光电弧复合焊接等多道焊接技术实现36mm厚钢板的高效焊接。为了揭示厚板激光焊接等离子体的耦合机制以及影响焊接过程稳定性的原因,基于电磁场理论,建立了激光光致等离子体和电弧的相互作用模型,从电子、离子等的分布和运动特点上分析了激光光致等离子体与单（双）电弧的相互作用特点及稳定性,采用光谱分析法对等离子体辐射进行测量,建立起辐射强度与等离子体内部各参数之间的定量关系,从而获得复合焊接等离子体的电子温度、电子密度等重要物理量,建立了复合焊接熔滴的受力模型,分析了复合焊熔滴过渡特点。从力和能量的角度,详细分析了激光-单（双）电弧复合焊的稳定性,对于激光-单电弧复合焊接,重点研究焊接电流、激光功率和激光与电弧的间距对激光光致等离子体和电弧的耦合作用,在不同的激光功率和电流下存在一个最佳的激光与电弧间距范围;对于激光-双电弧复合焊接,在电弧电压相等时,当引导电弧对激光光致等离子体的电磁力等于跟随电弧对激光光致等离子体的电磁力时,激光光致等离子体能够对两个电弧起到引导、和稳定作用,焊接过程最稳定。为了认识坡口形状、尺寸对激光焊接稳定性的影响,采用高速摄影系统,研究在坡口条件下的激光光致等离子体行为,发现采用合适的U型坡口尺寸,能够很好的抑制激光光致等离子体,提高焊接过程稳定性,最大限度的利用激光能量,增加焊缝熔深, U型坡口的最佳尺寸范围为:坡口宽度为34mm,坡口深度为45mm。通过采集电流电压信号和观察坡口内的激光光致等离子体和电弧的相互作用情况,确定了坡口上部V形最小角度为10°,在此角度下,激光光致等离子体对电弧的吸引和稳定作用,使得焊接过程稳定。基于计算流体动力学,建立了包含喷嘴、气流和工件的三维数值模型,模拟在U型坡口和无坡口条件时,侧吹气体的静压力、气体流速和He气体组分摩尔百分比在整个环境氛围中的流场变化。揭示了在合适的U型坡口尺寸条件下,坡口内的气体静压力、气体流速和He气体组分摩尔百分比较大,能够加强对等离子体冷却,增大电子的复合速率,因而能够有效的抑制激光光致等离子体,获得较大的熔深和稳定的焊接过程。测试10Ni3CrMoV钢在纯激光焊接和激光复合焊接下的不同线能量的热循环曲线,建立了适用于激光焊接的10Ni3CrMoV钢的SHCCT图,为厚板焊接工艺参数的优化和制定提供重要参考。利用JMatPro软件模拟计算10Ni3CrMoV钢TTT曲线及CCT曲线,模拟计算10Ni3CrMoV钢焊接接头热影响区粗晶区和细晶区的组织分布、含量以及焊接接头的力学性能,结果显示随冷却速率的增加,组织转变是按马氏体+贝氏体+少量铁素体+少量残余奥氏体→马氏体+贝氏体+少量残余奥氏体→马氏体+少量残余奥氏体规律而变化的。采用Gleeble 3500模拟了HAZ的一次热循环和二次热循环组织,二次热循环的HAZ的粗晶区晶粒大小,马氏体板条和马氏体束群尺寸比一次热循环粗晶区进一步增加。随着t8/5增加,一次热循环的HAZ的粗晶区的微观组织从板条马氏体+碳化物向板条马氏体+碳化物+粒状贝氏体转变。一次热循环的HAZ粗晶区的屈服强度和抗拉强度最大,冲击韧性值最低,硬度最大;两相区的屈服强度和抗拉强度最低,在回火区的硬度最低。二次热循环在峰值温度为900℃时的细晶区的组织主要是由细小的马氏体、碳化物以及粒状贝氏体组成,粒状贝氏体造成该区域组织脆化,导致屈服强度和抗拉强度最小,冲击韧性值普遍较低,是焊接接头的薄弱环节。分析了10Ni3CrMoV钢在不同线能量下的焊缝和热影响区的组织演变规律,在线能量为11.2kJ/cm时,焊缝组织主要是粒状贝氏体组织,线能量为8kJ/cm,组织主要为针状铁素体,线能量为6.7 kJ/cm,组织主要为马氏体。线能量较低的焊接接头的液态金属高温停留时间比较短,在冷却过程中第二相粒子集聚和长大的倾向小,使得针状铁素体的形核核心增加,焊缝金属中针状铁素体的含量增加。测试了焊接接头和焊缝金属的力学性能,结果表明,在线能量为8kJ/cm,焊缝金属的冲击韧性最高,焊缝金属的抗拉强度和屈服强度较高,远大于母材,具有一定的塑性,延伸率略小于母材,焊接接头的最大硬度小于360HV,焊接接头的抗拉强度和屈服强度高于母材,延伸率略小于母材,弯曲性能合格。
杨秀芝[7]（2010）在《低合金高强钢双丝焊热过程数值模拟及接头组织转变行为研究》文中研究说明高效焊接是现代焊接生产的发展趋势,然而低合金高强度钢对大热输入适应性差,普遍存在局部脆化现象,如何兼顾低合金高强度钢的高强韧性和焊接性,成为结构钢接头设计的关键因素。焊接热过程的准确分析和评定,是研究焊接接头组织转变、应力变形分析、焊接质量控制的基础。早期研究表明舰船用钢10Ni3CrMoV钢具有显着的热输入敏感性和脆化现象,本论文选用此钢为研究对象,采用数值模拟、物理模拟和焊接试验相结合的方法,对低合金钢大热输入下双丝焊热过程及其接头组织转变行为和韧化机理进行系统研究。主要研究成果如下：研制了多路焊接测温仪,研究了双丝焊接热循环规律及双丝焊热循环与熔池特征之间关系。在热输入为21.7-43.9KJ/cm的范围内,丝间距直接影响双丝焊热循环及其特征参数,双丝焊下800℃到500℃的冷却时间（t8/5）值大于前、后丝单独施焊时t8/5值之和（即t8/5双>t8/5前+t8/5后）,调整丝间距可以控制热循环。用数值模拟方法,首次研究了双丝焊工艺参数与熔池存在形式、熔池尺寸以及峰值温度Tp和t8/5之间的关系。焊接熔池的大小和特征直接影响到接头尺寸和热影响区的宽窄,并最终影响到接头性能。研究表明,双丝焊工艺参数与两弧开始形成两独立熔池的临界位置存在对应关系：当前、后丝电流与电压分别为31A、37A与700V、500V时,焊速为1OOcm/min,丝间距为40mm时形成分离熔池,当焊速变为60cm/min,丝间距为60mm时开始形成分离熔池,即当焊接电流和电压不变时,随着焊速的增加,共熔池状态提前结束,两分离熔池提前到来；且前丝电弧形成的熔宽和熔深基本不随熔池特征变化,后丝电弧形成的熔宽和熔深都是在熔池即将分离的时候达到最大值。在丝间距一定,随着焊速增加,HAZ某一点的Tp逐渐降低；当E不断增加时,HAZ某一点的Tp值并不是直线上升,而是当前丝热输入低于后丝热输入（即E1<E2）出现一些下降点。在相同热输入下,离热源中心越远的点,其Tp越低但t8/5值却不断地增加；而双丝间距L的改变只影响某一点的Tp,几乎不影响该点的t8/5值；同一丝间距下,t8/5与E呈现显着的正向线性关系,且随着E的增加HAZ各点处的t8/5值越接近。用物理模拟方法,研究了双丝焊接热循环对10Ni3CrMoV钢接头组织转变行为的影响及接头脆化机理。表明大热输入下粗晶区脆化是由粗晶脆化、析出相脆化、组织遗传脆化引起。研究发现,粗晶区显微组织以大颗粒状贝氏体或板条贝氏体为主,TEM精细组织观察发现在粗大贝氏体板条内及板条间存在M-A组元,晶内存在高密度位错,晶界有碳化物析出钉扎位错,裂纹在这样的组织中极容易产生和扩展,引起粗晶区韧性恶化。在热输入为35.19KJ/cm,丝间距40mm时,粗晶区板条贝氏体间有残余奥氏体薄膜,宽度约为0.025-0.01nm,裂纹扩展受到阻碍使粗晶区韧性得以改善,是间距20mm时粗晶区韧性值的两倍。调整双丝焊总热输入、改变前后丝热输入比例和调整丝间距等,可以改变HAZ热循环以达到改善HAZ的组织和性能。对于10Ni3Cr-MoV钢来说,控制热输入在30KJ/cm-40KJ/cm范围,保证t8/3在80-350s之间,可以得到80%以上的贝氏体组织,同时通过调整丝间距L在40mm-100mm之间,控制二次热循环峰值温度Tp2（650℃≤Tp2≤980℃）,以改善和细化粗晶区贝氏体组织。用焊接试验,研究了双丝埋弧焊工艺参数对10Ni3CrMoV钢焊缝成形及性能的影响,优化了双丝焊接工艺参数。在热输入为21.7KJ/cm-40KJ/cm,双丝串列方式且丝间距为20-100mm,焊速为60-100cm/min时,焊道成形和接头截面形貌良好且接头力学性能优良。丝间距是影响HAZ冲击韧性的主要因素之一,热输入为35.19KJ/cm时,10Ni3CrMoV钢对接接头-40℃的CTOD的特征值δ0.05和δi分别为0.185mm和0.250mm。用数值模拟方法,研究了丝间距对低合金钢焊接残余应力的影响。当焊接电流、电压和焊速一定,丝间距在0-100mm之间变化时,双丝焊最大焊接残余应力出现在焊缝中心和焊趾处。随着丝间距增大,焊缝中心残余应力值变化在482.70-633.428MPa范围内,且最大值没有超过母材的抗拉强度；焊趾处的焊接残余应力有减小趋势,残余应力值变化范围1298.21-775.27MPa,丝间距20mm以下残余应力已经超过母材的抗拉强度,因此在小间距共熔池焊接时应注意防止焊趾处开裂。
霍鑫,范曼杰,刘霞[8]（2019）在《时效温度对9Cr-CrMoV钢焊接接头组织和性能的影响》文中研究表明采用窄间隙钨极氩弧焊随后再采用窄间隙埋弧焊技术对9Cr钢和Cr Mo V钢进行了多道次焊接。对焊接接头分别于470和538℃时效处理8 000 h。检测了焊接接头的显微硬度分布、不同区域的显微组织、冲击韧性及冲击试样的断口形貌,以揭示时效温度对其组织和性能的影响。结果发现:随着时效温度从470℃提高至538℃,焊缝区硬度下降了约20 HV0. 2,冲击吸收能量从21. 4 J升高至22.9 J,这是由于焊缝区晶界析出相长大、晶界得到显着强化所致。
宋威,魏博,肖红军,刘政,江卓俊[9]（2017）在《15Ni3CrMoV与10Ni5CrMoV异种钢对接接头的显微组织及力学性能》文中研究说明采用脉冲TIG焊及手工电弧焊相结合对15Ni3CrMoV钢与10Ni5CrMoV钢进行双边开坡口的对接焊,对异种钢对接接头的显微组织、拉伸性能、冲击韧性和显微硬度等进行了研究。结果表明:异种钢对接接头焊缝区的组织呈典型的树枝晶特征,手工电弧焊对接接头的焊缝晶粒呈垂直生长的特点,而脉冲TIG焊对接接头的焊缝晶粒则呈水平生长的特点;对接接头室温拉伸断裂位置均在焊缝区,热影响区的硬度最大;脉冲TIG焊对接接头的抗拉强度和冲击韧性均高于手工电弧焊的。
张宇清,魏金山,马成勇,安同邦,徐玉松[10]（2017）在《10Ni5CrMoV钢MAG焊接接头的显微组织与力学性能》文中进行了进一步梳理采用MAG（熔化极活性气体保护焊）对25mm厚10Ni5CrMoV钢进行了焊接,观察了接头显微组织与冲击断口形貌,并对其硬度、冲击性能和拉伸性能进行了研究。结果表明:接头焊缝区组织主要为板条马氏体/贝氏体+粒状贝氏体,且存在较多的沿奥氏体晶界分布的M-A组元,硬度接近于母材,冲击韧性较低,-50℃时的平均冲击功为42J;随着距焊缝中心距离的增大,热影响区组织依次为淬火马氏体、板条马氏体/贝氏体+铁素体+粒状贝氏体,且临界区碳化物积聚并长大,硬度先升高后降低,最低硬度为286.4HV,冲击韧性较高,-50℃时的平均冲击功为188J;焊接接头的平均抗拉强度达到920 MPa,拉伸试样的断裂位置均在母材;M-A组元及碳化物是影响接头性能的主要因素。
二、45CrMoV钢的显微组织分析（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、45CrMoV钢的显微组织分析（论文提纲范文）
（1）高氮35CrMoV钢的制备和研究（论文提纲范文）
| 第一章 前言 |
| 第二章 文献综述 |
| 2.1 高氮钢概述 |
| 2.2 高氮钢中氮的强化效果 |
| 2.3 高氮钢显微组织特点 |
| 2.4 氮对高氮钢性能的影响 |
| 2.5 高氮钢制备及生产技术 |
| 2.6 本论文的研究内容 |
| 第三章 高氮结构钢的制备及其组织和性能的研究 |
| 3.1 技术路线选择 |
| 3.2 粉末的准备 |
| 3.3 高氮35CrMoV钢粉末的成型 |
| 3.4 高氮35CrMoV钢热处理工艺的探索和力学性能测定 |
| 3.5 高氮35CrMoV钢制备过程中显微组织的变化定 |
| 3.6 小结 |
| 第四章 氮在铁及铁合金中的溶解反应 |
| 4.1 氮在铁中溶解反应的热力学分析 |
| 4.2 氮在液态铁基合金中的热力学分析 |
| 4.3 固态铁合金中的热力学分析 |
| 4.4 35CrMoV钢中氮存在形态的讨论 |
| 4.5 渗氮动力学分析 |
| 4.6 小结 |
| 第五章 αFe-N体系的统计热力学分析 |
| 5.1 有关的统计热力学公式推导 |
| 5.2在αFe-N中氮与铁之间原子作用参数的估计 |
| 5.3 正规溶液近似估计 |
| 5.4 运用Monte Carlo方法计算Fe-N固溶体的原理推导 |
| 5.5 运用Monte Carlo模拟计算 |
| 5.6 小结 |
| 第六章 总结 |
| 6.1 高氮35CrMoV钢的制备 |
| 6.2 高氮35CrMoV钢显微组织和性能分析 |
| 6.3 高氮35CrMoV钢强韧性分析 |
| 6.4 氮在铁及铁合金中的溶解反应 |
| 6.5 αFe-N体系的统计热力学分析 |
| 6.6 还有待进一步讨论及解决的问题 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（2）深海环境对纯Ni及NiCrMoV钢焊接接头腐蚀行为机制的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 概述 |
| 1.2 深海腐蚀环境 |
| 1.2.1 海洋腐蚀环境特征区域 |
| 1.2.2 深海环境的特征环境因素 |
| 1.3 焊接工艺对焊接接头腐蚀行为的影响 |
| 1.3.1 线能量对焊接接头焊接性能的影响 |
| 1.3.2 低合金钢的焊接接头的组织转变 |
| 1.4 国内外研究进展 |
| 1.4.1 国外深海腐蚀研究进展 |
| 1.4.2 国内深海腐蚀研究进展 |
| 1.4.3 焊接接头腐蚀研究进展 |
| 1.4.4 目前存在的问题 |
| 1.5 研究目的及意义 |
| 1.5.1 研究目的 |
| 1.5.2 研究意义 |
| 1.6 研究内容 |
| 第2章 材料及实验方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 纯镍及10Ni5CrMoV钢焊接接头 |
| 2.2.1 纯镍及10Ni5CrMoV钢 |
| 2.2.2 焊接工艺选择 |
| 2.2.3 10Ni5CrMoV钢焊接接头 |
| 2.2.4 化学试剂及实验仪器 |
| 2.3 材料分析测试方法 |
| 2.3.1 金相组织观察 |
| 2.3.2 深海环境下纯镍点蚀坑ANSYS分析 |
| 2.3.3 材料腐蚀形貌表征 |
| 2.3.4 TEM微观结构表征 |
| 2.3.5 焊接数值模拟 |
| 2.3.6 电位场与电流场数值模拟 |
| 2.4 腐蚀电化学行为测试 |
| 2.4.1 深海环境模拟装置 |
| 2.4.2 腐蚀介质 |
| 2.4.3 腐蚀试验环境参数控制 |
| 2.4.4 腐蚀电化学测试样品制备 |
| 2.4.5 腐蚀挂片试验 |
| 2.4.6 极化曲线 |
| 2.4.7 丝束电极测试 |
| 2.5 材料试验设计 |
| 2.5.1 深海腐蚀研究三因素两水平析因试验设计 |
| 2.5.2 试验设计DOE—部分析因分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 静水压力对纯Ni点蚀行为的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 静水压力对纯镍钝化膜的影响 |
| 3.2.1 静水压力对纯镍钝化膜形核机制的影响 |
| 3.2.2 静水压力对纯镍点蚀形貌和几何形状的影响 |
| 3.3 静水压力对纯镍点蚀生长的影响 |
| 3.3.1 静水压力对纯镍点蚀生长过程的影响 |
| 3.3.2 静水压力对纯镍点蚀坑内应力分布的影响 |
| 3.4 本章结论 |
| 第4章 线能量对焊接接头热物理性能及显微组织的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 线能量对焊接接头温度场、应力场及应变场的影响 |
| 4.2.1 焊接接头有限元建模 |
| 4.2.2 线能量对焊接接头温度场的影响 |
| 4.2.3 线能量对焊接接头应力场的影响 |
| 4.2.4 线能量对焊接接头应变场的影响 |
| 4.3 线能量对焊接接头显微组织的影响 |
| 4.3.1 金相组织观察 |
| 4.3.2 TEM微观结构观察 |
| 4.3.2.1 焊缝金属区TEM微观结构观察 |
| 4.3.2.2 热影响区TEM微观结构观察 |
| 4.4 线能量对焊接接头热物理性能及显微组织的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 深海环境下焊接接头腐蚀行为建模 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 不同线能量的焊接接头腐蚀行为研究 |
| 5.2.1 线能量为1.85KJ.mm(-1)真的焊接接头动电位极化曲线 |
| 5.2.2 线能量为2.34KJ.mm(-1)的焊接接头动电位极化曲线 |
| 5.2.3 线能量为3.17KJ.mm(-1)的焊接接头动电位极化曲线 |
| 5.3 环境因素及线能量对焊接接头腐蚀行为的影响 |
| 5.3.1 静水压力对焊缝、热影响区、母材的腐蚀电位及腐蚀电流密度的影响 |
| 5.3.2 溶解氧对焊缝、热影响区、母材的腐蚀电位及腐蚀电流密度的影响 |
| 5.3.3 温度对焊缝、热影响区、母材的腐蚀电位及腐蚀电流密度的影响 |
| 5.3.4 线能量对焊缝、热影响区、母材的腐蚀电位及腐蚀电流密度的影响 |
| 5.4 利用析因分析方法对深海环境下焊接接头腐蚀行为建模 |
| 5.4.1 焊接接头腐蚀数据DOE分析 |
| 5.4.2 焊接接头腐蚀数学关系模型的建立 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 深海环境下焊接接头腐蚀行为的影响机理 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 腐蚀形貌观察 |
| 6.2.1 宏观腐蚀形貌观察 |
| 6.2.2 微观腐蚀形貌观察 |
| 6.3 利用丝束电极研究深海环境对焊接接头腐蚀行为的影响 |
| 6.3.1 模拟浅海环境下的焊接接头丝束电极结果分析 |
| 6.3.2 模拟深海环境下的焊接接头丝束电极结果分析 |
| 6.4 深海环境多因素耦合对焊接接头腐蚀热力学和动力学的影响 |
| 6.4.1 多因素耦合对焊接接头深海腐蚀热力学的影响 |
| 6.4.2 多因素耦合对焊接接头深海腐蚀动力学的影响 |
| 6.4.3 焊接接头腐蚀电化学行为有限元分析 |
| 6.5 10Ni5CrMoV钢焊接接头深海腐蚀机制探讨 |
| 6.6 本章小结 |
| 第7章 总结和展望 |
| 7.1 论文总结 |
| 7.2 创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士期间发表的论文和取得的科研成果 |
| 致谢 |
| 附录 |
| 附录1 10Ni5CrMoV钢热物理参数计算结果 |
| 附录2 部分析因(DOE)分析程序 |
（3）先进高强钢强韧化微观机理研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 研究现状及问题的提出 |
| 1.2.1 金属强韧化研究现状 |
| 1.2.2 问题的提出 |
| 1.3 原位透射电镜研究 |
| 1.3.1 原位透射电镜实验 |
| 1.3.2 原位透射电镜拉伸实验设备 |
| 1.3.3 原位透射电镜拉伸方法研究马氏体相变 |
| 1.4 本文的主要工作 |
| 第二章 亚稳态奥氏体不锈钢的强韧化研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 亚稳态奥氏体不锈钢强韧化的影响因素 |
| 2.2.1 相变动力学对塑性的影响 |
| 2.2.2 影响相变动力学的因素 |
| 2.2.3 初始微结构对屈服强度的影响 |
| 2.2.4 新的设计思路 |
| 2.3 冷轧工艺对微结构和性能的影响 |
| 2.3.1 冷轧性能 |
| 2.3.2 冷轧微结构演化 |
| 2.4 温轧工艺对微结构和性能的影响 |
| 2.4.1 温轧性能 |
| 2.4.2 温轧和冷轧样品性能比较 |
| 2.4.3 温轧微结构演化 |
| 2.5 450℃温轧10%和20%样品性能分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 亚稳态奥氏体不锈钢强韧化的微观机理研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验材料和条件 |
| 3.2.1 实验材料 |
| 3.2.2 相变可控条件的实现 |
| 3.3 位错和相变的交互作用 |
| 3.3.1 相界面作为有效的位错源 |
| 3.3.2 位错塞积促进马氏体相变的产生 |
| 3.4 讨论 |
| 3.4.1 温轧对相变诱发塑性效应的影响 |
| 3.4.2 弥散分布的α-马氏体 |
| 3.4.3 材料强化和韧化机理的解耦 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 亚稳态奥氏体不锈钢变形机理的原位透射电镜研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 ε-马氏体和α-马氏体的交互作用 |
| 4.3 晶界和α-马氏体的交互作用 |
| 4.4 孪晶和α-马氏体的交互作用 |
| 4.5 位错和α-马氏体的交互作用 |
| 4.6 讨论 |
| 4.6.1 微结构与α-马氏体的交互作用 |
| 4.6.2 α-马氏体的形成机理 |
| 4.6.3 α /γ相界面可作为有效的位错源 |
| 4.7 本章小结 |
| 第五章 10Ni5CrMoV高强钢焊接接头强韧性及疲劳性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 10Ni5CrMoV钢的研究现状 |
| 5.2.1 10Ni5CrMoV钢的发展历程 |
| 5.2.2 10Ni5CrMoV钢的研究进展 |
| 5.3 实验材料和实验条件 |
| 5.3.1 实验材料 |
| 5.3.2 焊接工艺 |
| 5.3.3 疲劳试验条件 |
| 5.4 焊接金相及硬度分析 |
| 5.4.1 母材区的组织分析 |
| 5.4.2 焊缝区的组织分析 |
| 5.4.3 热影响区的组织分析 |
| 5.4.4 熔合区的组织分析 |
| 5.4.5 硬度分析 |
| 5.4.6 焊接缺陷分析 |
| 5.5 焊接接头强韧性及疲劳性能分析 |
| 5.5.1 微观组织对焊接接头性能的影响 |
| 5.5.2 疲劳裂纹萌生结果的分散性分析 |
| 5.5.3 疲劳裂纹萌生机理 |
| 5.5.4 疲劳断口分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 第六章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
（4）多元共渗时间对45CrMoV钢耐磨性和耐蚀性的影响（论文提纲范文）
| 1 试验材料和方法 |
| 2 试验结果与分析 |
| 2.1 显微组织 |
| 2.2 显微硬度 |
| 2.3 磨损试验 |
| 2.4 电极化曲线测试 |
| 3 结论 |
（5）10Ni5CrMoV钢动态力学性能及深海腐蚀行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景与意义 |
| 1.2 高应变率下材料的动态力学行为 |
| 1.2.1 材料加载状态的划分 |
| 1.2.2 研究材料动态力学性能的Hopkinson技术 |
| 1.2.3 高应变率下材料的力学性能 |
| 1.3 深海的海洋腐蚀环境 |
| 1.3.1 海洋腐蚀区的划分 |
| 1.3.2 深海环境下影响材料腐蚀的因素 |
| 1.4 深海环境下材料的腐蚀试验方法 |
| 1.4.1 实海暴露试验 |
| 1.4.2 室内模拟实验 |
| 1.5 本论文的研究内容和研究目的 |
| 第2章 实验过程和方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 显微形貌表征 |
| 2.2.1 金相组织观察 |
| 2.2.3 透射电镜表征 |
| 2.3 显微硬度测试 |
| 2.4 动态力学性能测试 |
| 2.4.1 试样尺寸 |
| 2.4.2 实验装置和仪器 |
| 2.5 耐腐蚀性能测试 |
| 2.5.1 实验装置和测试溶液 |
| 2.5.2 腐蚀失重测试 |
| 2.5.3 动电位极化曲线 |
| 2.5.4 电化学阻抗谱测试 |
| 2.5.5 电化学噪声测试 |
| 2.5.6 腐蚀形貌观察 |
| 2.6 有限元模拟 |
| 2.6.1 创建模型 |
| 2.6.2 定义材料属性 |
| 2.6.3 定义边界条件和载荷 |
| 2.6.4 网格的划分 |
| 2.6.5 输出变量 |
| 第3章 10Ni5CrMoV钢动态力学性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 动态力学测试原理 |
| 3.3 压缩性能测试 |
| 3.3.1 应力-应变曲线 |
| 3.3.2 应变率对10Ni5CrMoV钢屈服强度的影响 |
| 3.3.3 不同应变速率下的流变控制机理 |
| 3.4 拉伸性能测试 |
| 3.4.1 应力-应变曲线 |
| 3.4.2 拉伸断口形貌 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 10Ni5CrMoV钢深海腐蚀行为研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 腐蚀失重 |
| 4.2.1 腐蚀失重结果 |
| 4.2.2 腐蚀形貌观察 |
| 4.3 动电位极化曲线 |
| 4.4 电化学阻抗谱 |
| 4.5 电化学噪声 |
| 4.5.1 电化学噪声直流偏差的去除和典型波形 |
| 4.5.2 电化学噪声电阻 |
| 4.5.3 电化学噪声的递归分析 |
| 4.6 静水压力下点蚀成长的机制分析 |
| 4.6.1 单个点蚀的应力分布 |
| 4.6.2 两个点蚀的应力分布 |
| 4.7 循环压力对10Ni5CrMoV钢腐蚀行为的影响 |
| 4.7.1 腐蚀失重 |
| 4.7.2 电化学阻抗谱测试 |
| 4.8 本章小结 |
| 第5章 晶粒超细化对10Ni5CrMoV钢动态力学及耐蚀性能的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 显微组织结构变化 |
| 5.2.1 晶粒度大小 |
| 5.2.2 显微组织 |
| 5.3 显微硬度 |
| 5.4 动态压缩 |
| 5.4.1 应变强化速率 |
| 5.4.2 屈服强度 |
| 5.5 动态拉伸 |
| 5.5.1 应力-应变曲线 |
| 5.5.2 拉伸断口形貌 |
| 5.6 晶粒超细化对耐蚀性能的影响 |
| 5.6.1 常压耐蚀性能 |
| 5.6.2 模拟深海环境下的耐蚀性能 |
| 5.7 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间发表的论文 |
| 致谢 |
（6）10Ni3CrMoV钢厚板激光焊接稳定性与接头组织及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 厚板的激光焊接研究进展 |
| 1.3 纯激光焊接研究进展 |
| 1.4 激光－GMAW 电弧复合焊接研究进展 |
| 1.5 低合金高强钢的焊接热影响区热模拟组织和性能研究进展 |
| 1.6 低合金高强钢的激光焊接接头组织与性能研究进展 |
| 1.7 本文的研究意义和主要内容 |
| 第二章 试验材料、设备及研究方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验材料 |
| 2.3 激光焊接试验设备及数据采集系统 |
| 2.4 焊接接头微观结构分析表征 |
| 2.5 焊接接头性能测试方法及设备 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 激光－电弧复合焊稳定性的研究 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 激光－电弧复合焊耦合机制 |
| 3.3 激光－单电弧复合焊接的试验结果与分析 |
| 3.4 激光－双电弧复合焊接的试验结果与分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 C0_2 激光多道焊接厚板的坡口对激光焊接稳定性影响研究 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 坡口底部形状和尺寸对激光焊接稳定性影响研究 |
| 4.3 基于计算流体动力学的U 型坡口分析 |
| 4.4 坡口上部 V 形角度对激光复合焊接稳定性影响研究 |
| 4.5 厚板激光复合焊接工艺参数的优化 |
| 4.6 厚板激光多层焊接工艺 |
| 4.7 本章小结 |
| 第五章 10Ni3CrMoV钢厚板激光焊接HAZ组织与性能研究 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 10Ni3CrMoV钢激光焊接接头热循环曲线测试及结果分析 |
| 5.3 10Ni3CrMoV钢激光焊接的SHCCT曲线的建立及结果分析 |
| 5.4 10Ni3CrMoV钢激光焊接HAZ组织的数值模拟 |
| 5.5 一次热循环的焊接热影响区的微观组织与性能 |
| 5.6 二次热循环的焊接热影响区的微观组织与性能 |
| 5.7 本章小结 |
| 第六章 厚板激光焊接接头的微观组织与性能研究 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 不同热输入的多层焊接工艺 |
| 6.3 不同热输入的多层焊接头微观组织 |
| 6.4 多层焊焊接接头的力学性能 |
| 6.5 本章小结 |
| 第七章 主要结论及创新点 |
| 本文的研究具有如下几个重要的创新点 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读博士学位期间已发表或录用的论文 |
（7）低合金高强钢双丝焊热过程数值模拟及接头组织转变行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 概论 |
| 1.1 课题研究背景及意义 |
| 1.2 双丝埋弧焊熔池特征与研究现状 |
| 1.3 焊接热模拟技术 |
| 1.4 焊接热过程研究及双丝焊数值模拟进展 |
| 1.5 双丝焊热循环曲线测量方法 |
| 1.6 低合金高强钢焊接HAZ脆化 |
| 1.7 低合金高强钢焊接HAZ组织对韧性影响 |
| 1.8 本论文研究主要内容 |
| 2 焊接测温仪的研制和双丝焊接热循环测试 |
| 2.1 前言 |
| 2.2 测温仪硬件系统设计 |
| 2.3 测温仪的软件程序编制 |
| 2.4 双丝埋弧焊热循环曲线测试 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 双丝焊热过程算法实现及其数值模拟 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 导热基本定律 |
| 3.3 焊接热控制方程 |
| 3.4 焊接数值计算基础理论和方法 |
| 3.5 双丝焊接热过程数值模拟软件选取 |
| 3.6 双丝焊热过程的模型研究 |
| 3.7 双丝焊热过程的算法设计和数值模拟实现 |
| 3.8 试验结果与模拟结果对比 |
| 3.9 双丝焊热场数值模拟结果分析与讨论 |
| 3.10 双丝焊工艺参数与热循环特征参数的关系 |
| 3.11 结果分析与讨论 |
| 3.12 本章小结 |
| 4 双丝焊10Ni3CrMoV钢组织转变行为及韧化机理 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 热模拟及热模拟试样冲击试验方法 |
| 4.3 热模拟曲线的确定和热模拟试样的韧性分析 |
| 4.4 不同熔池特征下10Ni3CrMoV钢热影响区组织转变 |
| 4.5 双丝焊共熔池和分离熔池时粗晶区脆化机理 |
| 4.6 双丝焊下10Ni3CrMoV钢HAZ典型组织及其对韧性影响 |
| 4.7 双丝焊工艺下10Ni3CrMoV钢粗晶区组织遗传 |
| 4.8 合理双丝焊热循环曲线的制定 |
| 4.9 本章小结 |
| 5 低合金钢10Ni3CrMoV粗晶区脆化的防控工艺 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 焊后保温试验方案的制定 |
| 5.3 再热粗晶区保温后韧性和组织变化 |
| 5.4 粗晶区高温回火脆化讨论 |
| 5.5 焊后保温韧性改善机理 |
| 5.6 预防和控制10Ni3CrMoV钢焊接脆化的措施 |
| 5.7 本章小结 |
| 6 双丝埋弧焊工艺参数对低合金钢焊缝成形及力学性能影响 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 双丝串列排列下10Ni3CrMoV钢焊接试验 |
| 6.3 双丝并列和错开对低合金高强钢焊缝成形影响 |
| 6.4 双丝串列对接接头力学性能测试 |
| 6.5 正交设计直观分析方法确定影响HAZ冲击功的主次因素 |
| 6.6 双丝埋弧焊对接工艺下焊缝断裂CTOD值的测试 |
| 6.7 双丝埋弧焊对接接头熔池模型建立 |
| 6.8 本章小结 |
| 7 双丝间距对低合金高强钢焊接应力影响的数值模拟 |
| 7.1 前言 |
| 7.2 与焊接相关的热弹塑性理论 |
| 7.3 应力场数值模拟工艺参数及约束确定 |
| 7.4 焊接应力数值模拟计算结果与分析 |
| 7.5 熄弧端Von Mises应力极大值随丝间距变化规律 |
| 7.6 焊接过程中Von Mises应力极大值随时间变化规律 |
| 7.7 焊接应力模拟结果讨论 |
| 7.8 本章小结 |
| 8 总结和展望 |
| 8.1 全文总结 |
| 8.2 创新点 |
| 8.3 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录1 攻读博士学位期间发表论文 |
| 附录2 测温仪部分源代码程序 |
| 附录3 双丝焊数值模拟部分源代码程序 |
（8）时效温度对9Cr-CrMoV钢焊接接头组织和性能的影响（论文提纲范文）
| 1 试验材料与方法 |
| 1.1 母材与焊丝 |
| 1.2 焊接过程和热处理 |
| 1.3 显微组织和力学性能检测 |
| 2 结果与结论 |
| 2.1 显微硬度 |
| 2.2 冲击性能 |
| 2.3 显微组织 |
| 3 结论 |
（9）15Ni3CrMoV与10Ni5CrMoV异种钢对接接头的显微组织及力学性能（论文提纲范文）
| 0 引言 |
| 1 试样制备与试验方法 |
| 1.1 试样制备 |
| 1.2 试验方法 |
| 2 试验结果与讨论 |
| 2.1 对接接头的显微组织 |
| 2.1.1 焊缝的显微组织 |
| 2.1.2 热影响区的显微组织 |
| 2.1.3 熔合线附近主要合金元素的分布 |
| 2.2 对接接头的力学性能 |
| 2.2.1 硬度分布 |
| 2.2.2 拉伸性能 |
| 2.2.3 冲击韧性 |
| 3 结论 |
（10）10Ni5CrMoV钢MAG焊接接头的显微组织与力学性能（论文提纲范文）
| 0 引言 |
| 1 试样制备与试验方法 |
| 2 试验结果与讨论 |
| 2.1 显微组织 |
| 2.2 硬度和强度 |
| 2.3 冲击性能 |
| 3 结论 |
四、45CrMoV钢的显微组织分析（论文参考文献）
- [1]高氮35CrMoV钢的制备和研究[D]. 周灿栋. 上海大学, 2001(04)
- [2]深海环境对纯Ni及NiCrMoV钢焊接接头腐蚀行为机制的影响[D]. 刘斌. 哈尔滨工程大学, 2016(12)
- [3]先进高强钢强韧化微观机理研究[D]. 冯琼. 浙江大学, 2015(10)
- [4]多元共渗时间对45CrMoV钢耐磨性和耐蚀性的影响[J]. 张汉兵,江天波,杨尚广,崔国栋. 金属热处理, 2013(10)
- [5]10Ni5CrMoV钢动态力学性能及深海腐蚀行为研究[D]. 杨延格. 哈尔滨工程大学, 2011(05)
- [6]10Ni3CrMoV钢厚板激光焊接稳定性与接头组织及性能研究[D]. 胡连海. 上海交通大学, 2011(12)
- [7]低合金高强钢双丝焊热过程数值模拟及接头组织转变行为研究[D]. 杨秀芝. 华中科技大学, 2010(08)
- [8]时效温度对9Cr-CrMoV钢焊接接头组织和性能的影响[J]. 霍鑫,范曼杰,刘霞. 上海金属, 2019(01)
- [9]15Ni3CrMoV与10Ni5CrMoV异种钢对接接头的显微组织及力学性能[J]. 宋威,魏博,肖红军,刘政,江卓俊. 机械工程材料, 2017(03)
- [10]10Ni5CrMoV钢MAG焊接接头的显微组织与力学性能[J]. 张宇清,魏金山,马成勇,安同邦,徐玉松. 机械工程材料, 2017(08)