一、一种改进的测定马氏体惯析面的方法（论文文献综述）
朱伟光,江伯鸿,徐祖耀[1]（1984）在《一种改进的测定马氏体惯析面的方法》文中进行了进一步梳理 用透射电镜测定惯析面通常有两种方法:一是通过测定样品薄膜的有效厚度求惯析面与膜面之间的夹角;另一为edge—on方法,即沿样品倾斜轴把马氏体惯析面倾斜到与入射电子束方向平行,由此测出惯析面与薄膜之间夹角,即可求出惯析面。前者由于膜厚较难精确测定,由此引入较大的实验误差,估计测量精度约±5°;而后者如果惯析面接近平行于膜面时,倾斜惯析面到投影宽度为最小时电子束穿透样品的有效厚度大为增加,成象模糊或电子束穿不透样品,使测量工作难以或无法进行。本文在上述两种实验方法的基础上,提出一种较为方便而准确地测定惯析面的方法,并用此法测定了Cu—26.71Zn—4.15Al形状记忆合金马氏体惯析面,实验结果与由马氏体相变晶体学表象理论计算的结果符合较好。测定方法原理如图1所示。B为入射电子束,FN为薄膜法线,L为惯析面与膜面交线（迹线）,N为惯析面法线,a为惯析面与薄膜横截面交线,β,β′分别为初始与倾斜a角后惯析面与B方向的夹角,b,b′为对应的惯析面投影宽度。由图1可得到β角公式为:
朱伟光,江伯鸿,徐祖耀[2]（1983）在《一种改进的测定马氏体惯析面的方法》文中研究指明 用透射电镜测定惯析面通常有两种方法:一是通过测定样品薄膜的有效厚度求惯析面与膜面之间的夹角;另一为edge—on方法,即沿样品倾斜轴把马氏体惯析面倾斜到与入射电子束方向平行,由此测出惯析面与薄膜之间夹角,即可求出惯析面。前者由于膜厚较难精确测定,由此引入较大的实验误差,估计测量精度约±5°;而后者如果惯析面接近平行于膜面时,倾斜惯析面到投影宽度为最小时电子束穿透样品的有效厚度大为增加,成象模糊或电子束穿不透样品,使测量工作难以或无法进行。本文在上述两种实验方法的基础上,提出一种较为方便而准确地测定惯析面的方法,并用此法测定了Cu—26.71Zn—4.15Al形状记忆合金马氏体惯析面,实验结果与由马氏体相变晶体学表象理论计算的结果符合较好。测定方法原理如图1所示。B为入射电子束,FN为薄膜法线,L为惯析面与膜面交线（迹线）,N为惯析面法线,a为惯析面与薄膜横截面交线,β,β′分别为初始与倾斜a角后惯析面与B方向的夹角,b,b′为对应的惯析面投影宽度。由图1可得到β角公式为:
郑成琪[3]（2011）在《CuAlMn形状记忆合金的晶体结构和阻尼性能研究》文中进行了进一步梳理由于CuAlMn形状记忆合金具备优良的力学性能和功能特性,能够基本满足功能/结构一体化阻尼材料的要求,因此我们选择CuAlMn形状记忆合金作为我们的研究对象。本文从阻尼机理,母相晶体结构,马氏体晶体结构,阻尼性能等四个方面对CuAlMn形状记忆合金进行了较为系统的研究。1.阻尼机理研究方面：首先通过对材料形变特性的解析,建立了线性动滞后阻尼的定量模型,得到了描述动滞后阻尼的两个重要宏观参量：驰豫强度和驰豫时间,并从宏观角度分析了影响阻尼性能的因素及提高阻尼性能的途径。其次,通过对阻尼微观机制的剖析,提出：阻尼来源于微观的缺陷,原子或其他物理基元顺应外加应力的微观有序运动,而这种微观有序运动必然同时导致微观无序运动（即热运动）的加剧,因而伴随机械能部分转变为热能的不可逆能量耗散。第三,提高铜基合金阻尼性能的有效途径主要是充分发挥界面阻尼和相变阻尼机制的作用。2.母相结构研究方面：对于具有四个亚点阵位置的A-B-C三元合金,我们提出了表征其有序度的四个参数SBmn,SCmn,SBnn,SCnn。在对有序度参数进行合理简化的基础上,模拟了CuAl11Mn9合金L21,D03,B2和A2结构母相的XRD衍射谱。DO3结构母相XRD衍射的特点是：无论有序度如何变化,（111）和（002）晶面的衍射强度之比均为恒值,I（111）/I（002）≈1.92；L21结构母相XRD衍射的特点：（111）和（002）晶面的衍射强度之比不是常数,且I（111）/I（002）≤1.18；B2结构母相XRD衍射的特点：（111）,（113）和（133）等次近邻衍射峰结构消光。将实验衍射谱与模拟衍射谱进行对比,测定Cu-Ak11Mn9合金铸态试样的母相结构为（80％DO3+20％L21）。热处理对母相结构的影响是：淬火冷却速度减慢,DO3结构比例下降；低温时效温度升高,DO3结构比例下降；低温时效时间延长,L21结构的最近邻和次近邻有序度升高。3.马氏体结构研究方面：通过引入两个影响因子x（电子浓度影响因子）和μ（配位数影响因子）计算原子在实际合金中的有效半径,以此为基础并根据马氏体结构模型,利用不等径钢球密堆的原理,首次提出了计算马氏体晶格常数的两种算法：一是完全利用原子半径计算马氏体晶格常数；二是利用母相晶格常数和层间偏移量s计算马氏体晶格常数。模拟了常见马氏体结构的XRD衍射谱,通过将实验衍射谱与模拟衍射谱进行对比的方法,确定了铸态Cu-Al10.5-Mn6和Cu-Al11-Mn6合金都是以4H马氏体为主体的多类型马氏体混合结构。热处理对马氏体有序度的影响显着,随着淬火冷却速度降低或时效时间延长,马氏体有序度升高。4. CuAlMn形状记忆合金的阻尼性能研究方面：运用跟踪滤波技术,采用悬臂梁弯曲共振装置测试了表面应力振幅4.05-40.5Mpa范围内CuAlMn形状记忆合金在一阶共振频率和二阶共振频率下的室温阻尼性能。研究结果表明,CuAlMn形状记忆合金在单一马氏体态和母相态都有可能具有高阻尼特性,最大表面应力振幅为4.05Mpa时,内耗Q-1最高可以达到10-1数量级。阻尼机制与合金的显微组织和相结构密切相关,马氏体相的高阻尼能力归因于马氏体挛晶变体在应力作用下的再取向,而母相的高阻尼能力来源于应力诱发马氏体相变。CuAlMn形状记忆合金的阻尼性能总体上表现为随表面应力振幅增加而下降的趋势,在临界应力以下,母相态合金的阻尼性能下降速度明显快于马氏体态合金,超过临界应力以后,阻尼性能下降趋于平缓而且与组织相关性很小。CuAlMn形状记忆合金的阻尼性能随频率升高而下降,有较强的频率依赖性,尤其是两相区合金的频率效应最为显着,而添加合金元素Ni能够改善高频特性。
王颖[4]（2013）在《先进高强塑性Q-P-T钢增塑机制及其动态力学性能》文中认为为了实现钢件轻量化和汽车节能减排，达到节约能源和资源从而保护环境等目的，需要大力研究和开发具有低成本和高强塑性的第三代先进高强度钢（AHSS）。为此，根据徐祖耀院士2007年最新提出的用于获得新一代（第三代）先进高强度钢的淬火-分配-回火（Quenching-partitioning-tempering，Q-P-T）工艺，本文设计了高强塑性的低碳Q-P-T钢的成分（Fe-0.25C-1.48Mn-1.20Si-1.51Ni-0.05Nb （wt.%））和合理的Q-P-T工艺。通过扫描电镜（SEM）、透射电镜（TEM）、X射线衍射（XRD）和力学性能测试等实验手段系统研究了新型Q-P-T工艺和传统Q&T（淬火和回火）工艺对钢种的力学性能（包括准静态拉伸、动态力学性能和冲击力学性能）和微观组织的影响，揭示了Q-P-T钢较Q&T钢具有更佳强塑积的微观机制，探索了Q-P-T钢在不同形变温度条件下的微观组织及其对力学性能的影响。通过低碳Q-P-T钢和贝氏体钢中平均位错密度的测定和TEM的观察，验证了低碳Q-P-T钢中残余奥氏体吸收位错（DARA）效应的存在，同时发现贝氏体钢中也存在DARA新效应，从而提出了DARA效应产生的两个条件，进一步阐明了残余奥氏体增强高强度钢塑性的微观机制。主要的研究内容和成果如下：（1）设计了一种含Nb微合金化元素的低碳Q-P-T钢，基于Speer等人提出的“约束碳准平衡”（CCE）热力学理论模型，对室温残余奥氏体含量与淬火温度（Tq）的关系做了理论预测，继而设计出合理的Q-P-T工艺。设计的低碳Q-P-T钢展现了非常好的强塑性，抗拉强度高达1322MPa，延伸率和强塑积分别可高达16.9%和22342MPa%，显示出优良的综合力学性能。但是设计钢种经传统Q&T工艺处理后，其抗拉强度为1438MPa，但其延伸率只有12.1%，强塑积为17400MPa%，远低于Q-P-T钢。冲击实验结果表明，Q-P-T钢室温（20℃）下的纵向冲击功(Akv)为36J，比Q&T钢的纵向冲击功（18J）增加了近一倍，Q-P-T钢展现出较Q&T钢更好的冲击韧性。TEM表征揭示出Q-P-T钢的高强度来源于高位错密度的板条马氏体（硬相）以及马氏体基体中弥散析出的大量的细小fcc NbC合金碳化物和少部分hcp ε过渡型碳化物（沉淀强化相），而高的塑性则归因于室温下大量“薄片状”富碳残余奥氏体（软相）的稳定存在。而Q&T钢中残余奥氏体呈现“薄膜状”，其含量在2%以下，远远小于Q-P-T钢，因此其塑性显着下降。（2）与传统Q&T工艺相比，新型Q-P-T工艺具有较高的淬火温度，这使得Q-P-T钢较Q&T钢含有更多的残余奥氏体；同时有效减少了引起微裂纹形成的淬火内应力和马氏体相变产生的内应力，由此提高了先进高强度Q-P-T钢的塑性和韧性。而且，较高的淬火温度减小了马氏体相变的驱动力，从而使Q-P-T钢具有更均匀的马氏体板条尺寸和更细小的板条马氏体，这有利于提高Q-P-T钢的强度和韧性，部分弥补了Q-P-T钢中马氏体含量减少引起的强度下降。这就是为什么Q-P-T钢比Q&T钢具有远高的塑性和韧性，而强度稍低于Q&T钢。（3）通过对不同形变温度（70℃400℃）条件下Q-P-T钢的力学性能测试与残余奥氏体量的XRD测定，发现Q-P-T钢在70℃300℃形变温度范围内的力学性能不亚于室温（20℃）的力学性能，同时在该温度范围内，残余奥氏体展现出良好的热稳定性，因此本文研究的低碳Q-P-T钢可在70℃300℃温度范围时使用。不同形变温度条件下Q-P-T钢的TEM微观结构表征显示：在70℃300℃温度范围内，Q-P-T钢高的强度来自于高位错密度的马氏体板条以及马氏体基体上弥散分布的fccNbC合金碳化物和hcp ε过渡型碳化物，而高的塑性来自于大量“薄片状”富碳残余奥氏体显着的相变诱发塑性（TRIP）效应和协调形变。当在300℃以上温度时，残余奥氏体量显着减少、脆性渗碳体开始形成，两者共同导致了其力学性能急剧恶化。本文的研究揭示了Q-P-T钢中Si元素的加入可以抑制（或阻碍）脆性渗碳体（Fe3C）在300℃以下温度的形成，但不能抑制（或阻碍）在300℃以上温度残余奥氏体分解成Fe3C或ε过渡型碳化物转变成Fe3C。（4）不同应变条件下低碳Q-P-T钢和贝氏体钢中残余奥氏体含量的XRD测定结果表明，残余奥氏体含量都随着应变的增加而减少，TEM观察均显示出形变孪晶马氏体，两者都证明了TRIP效应的存在。基于形变过程中马氏体（或贝氏体）和残余奥氏体中平均位错密度的X射线衍射线形分析（XLPA）方法的测定和TEM的观察，验证了在中碳Q-P-T钢中最新发现的DARA效应在低碳Q-P-T钢中依然存在，同时发现贝氏体钢中也存在DARA新效应，即马氏体（或贝氏体）中的位错移动到相邻的残余奥氏体中，从而被残余奥氏体所“吸收”。DARA效应使马氏体（或贝氏体）硬相处于“软化态”或“未加工硬化态”，极大的增强了硬相马氏体（或贝氏体）与软相奥氏体的协调形变能力。（5）提出了DARA效应产生的两个条件：钢中应含有尽可能多的残余奥氏体（大于10%体积分数），马氏体（或贝氏体）和残余奥氏体两相应具有共格（或半共格）的界面。（6）形变过程中，残余奥氏体会相继产生三个效应，即DARA效应、TRIP效应和BCP（阻碍裂纹扩展）效应。三者共同构成残余奥氏体增强高强度钢塑性的微观机制。三种效应均相继增强了硬相马氏体（或贝氏体）与邻近残余奥氏体软相协调形变的能力，从而相继提高了高强度钢的塑性，同时，三种效应均随残余奥氏体量的增加而增强。足够多的残余奥氏体含量（大于10%体积分数）是确保先进高强度马氏体（或贝氏体）钢具有良好塑性的先决条件。（7）首次研究了新型Q-P-T钢的动态力学性能。通过对Q-P-T钢和Q&T钢进行不同应变速率下的动态力学性能测定，发现Q-P-T钢的抗拉强度和塑性较准静态都有了提高，且随着应变速率的提高，Q-P-T钢的抗拉强度和塑性均随之提高，显示出本研究Q-P-T钢具有优良的动态力学性能。相反，Q&T钢强度提高的同时伴随着塑性稍有下降。同一应变速率条件下，Q-P-T钢较Q&T钢显示出更好的综合动态力学性能。本文研究的低碳Q-P-T钢的动态力学性能不亚于准静态的力学性能，因此本文研究的Q-P-T钢可在104/s103/s应变速率范围内使用。（8）分析了高应变速率条件下Q-P-T钢的力学性能较准静态强度和塑性均提高的原因。高应变速率激发更多的位错源开动和部分抑制位错的交滑移，由此提高了Q-P-T钢的强度。而动态条件下断裂方式的改变和绝热温升效应有利于塑性的提高，但高应变速率部分抑制了DARA效应、TRIP效应和BCP效应从而降低钢的塑性，两者的共同作用使Q-P-T钢的塑性较准静态稍有提高。
曹强[5]（2015）在《冷轧高强钢板带热处理过程板形变化规律研究》文中指出高强度钢在建筑、交通、桥梁、船舶、工程机械、输油气管道、大型塔架结构以及国防装备等众多领域具有广泛应用前景。冷轧高强钢板带热处理过程的板形问题是制约其进一步提高质量的主要生产技术难题。因此,本文依托国家自然科学基金面上项目“超高强度钢板平整与矫直加工过程残余应力控制的基础研究”,对有初始板形缺陷冷轧高强钢板带热处理过程的板形变化规律进行研究,揭示热处理过程板形演变机理,获得热处理过程的板形变化规律,提出高强钢板带热处理过程板形控制策略,为冷轧高强钢板带热处理生产工艺优化提供理论支持。本文的主要内容和研究成果如下。（1）对DP780钢和22MnB5钢进行了等温拉伸实验,建立了一种耦合应变硬化效应和温度软化效应的改进Johnson-Cook本构模型,将该本构模型进行数值实现并基于ABAQUS软件进行了数值模拟,对典型拉伸实验过程进行建模及仿真再现,模拟结果与实验结果吻合较好。（2）建立以上两种高强钢考虑应力影响的相变动力学及相变塑性模型和考虑相变及温度影响的弹塑性本构模型,并通过对ABAQUS软件二次开发,实现了针对以上两种高强钢热处理过程的温度场与组织场及应力应变场多场耦合的数值模拟,通过22MnB5钢淬火、DP780退火的热模拟实验,验证了两种热处理过程多场耦合有限元模型。（3）针对已瓢曲22MnB5板带,仿真研究了板形瓢曲缺陷在热处理过程中的演变机理,发现带钢宽度方向上的温度梯度和依先后顺序相变引起了带钢宽度方向的纵向延伸不均进而导致了板形瓢曲的改变,获得张力、初始横向温差等工艺参数对其板形变化的影响规律,提出了相应板形控制策略。（4）针对已翘曲22MnB5板带,仿真研究了板形翘曲缺陷在热处理过程中的演变机理,发现带钢厚度方向上的温度梯度和依先后顺序相变引起了带钢厚度方向的纵向延伸不均进而导致了板形翘曲的改变,获得张力、初始厚向温差等工艺参数对其板形变化的影响规律,提出了相应板形控制策略。（5）在实验室条件下,设计搭建了淬火实验系统,分别对有瓢曲和有翘曲22MnB5钢板进行了淬火实验,研究了淬火对瓢曲和翘曲的影响,实验较好验证了仿真模型及结果。
徐孟嘉[6]（2016）在《2.25Cr-1.6W钢焊接接头蠕变损伤行为研究》文中研究指明2.25Cr-1.6W钢（HCM2S,T23/P23）由于其良好的耐热性能,通常应用于超超临界机组的过热器、水冷壁、再热器管以及主蒸汽管道等组件。超超临界火电机组的部件持续在高温和高压的环境下工作,机组的安全运营极大地依赖于部件焊接接头的完整性。高温部件本身固有的焊接残余应力场与工作载荷（如蒸汽高压）相叠加,在部件上产生一个三轴的应力场。在该应力场作用下,可能加速部件上的蠕变损伤累积和蠕变裂纹的萌生。因此,深入研究焊接结构的局部微观组织、焊接残余应力场和工作载荷叠加作用下的蠕变损伤和蠕变裂纹行为,对确保焊接结构在实际高温工作环境下的安全运营具有重大意义。提出了适用于连续冷却过程计算的改进的Johnson-Mehl-Avrami-Kolmogorov（J-M-A-K）方程,结合基于模式搜索法的全局优化方法,确定改进的J-M-A-K方程的动态参数。通过对J-M-A-K方程进行显式化处理,提高了全局优化过程的计算精度。该方法提高了扩散型相变的有限元数值模拟精度。基于改进的J-M-A-K方程,本文模拟分析了焊缝金属强度和相变特性对2.25Cr-1.6W焊接结构残余应力的影响。另一方面,对2.25Cr-1.6W焊接结构不同区域进行残余应力测量,得到焊缝和热影响区微观组织分布和焊接残余应力的关系。研究发现,最大焊接残余应力的位置可以通过焊材的选择来控制。焊缝金属,如果拥有较低的贝氏体相变温度,将导致焊缝的残余应力为压应力,热影响区和母材的残余应力为拉应力。高强匹配的填充金属将拉伸残余应力峰值外推至母材区域,避开强度较低的热影响区。本文提出了改进的预压缩-紧凑拉伸蠕变试样,通过压缩-释放,在半圆形缺口附近预制残余应力场,能够在实验室环境下有效地研究三轴残余应力场对蠕变裂纹萌生和扩展性能的影响。通过对2.25Cr-1.6W钢的预压缩-紧凑拉伸蠕变试样进行部分奥氏体化热处理,改变微观晶界的曲折程度。将基于微观蠕变孔洞长大的多轴延性耗竭蠕变损伤本构引入有限元蠕变计算中,模拟了改进的预压缩-紧凑拉伸试样的蠕变损伤累积过程。将分形分析方法引入对晶界微观形貌的分析,该方法能够定量地描述晶界形貌和蠕变行为之间的关系。设计了一种通过局部重熔引入焊接残余应力与焊缝显微结构的蠕变试样。利用同步辐射x射线衍射方法,测量该试样表面的残余应力分布情况。引入统计学和三维分形分析方法,分析残余应力作用下,不同微观组织的蠕变裂纹开裂行为和蠕变断裂模式。该试验和统计分析方法揭示了蠕变断口的沿晶断裂比例和断口表面起伏高度的概率密度函数之间的关系。在沿晶断裂比例较高的区域,断口表面起伏高度坐标的统计分布与高斯分布紧密吻合。最后,利用考虑固态相变的热-力耦合有限元模型计算2.25Cr-1.6W钢的管道环焊缝接头的残余应力分布,并在残余应力计算结果的基础上引入基于微观蠕变孔洞长大的多轴延性耗竭蠕变损伤分析,分析管道环焊缝接头在实际工作载荷和温度环境下的蠕变寿命和应力释放过程。
王伟[7]（2012）在《形状记忆合金的本构模型及试验研究》文中研究表明由于地震、台风等自然灾害或其它因素的影响,混凝土结构在长期的使用过程中,经常会出现裂缝等破坏现象,如何提高混凝土结构的抗震能力以及如何进行结构的修复和加固工作,都成为工程领域亟需解决的问题。因为形状记忆合金（Shape Memory Alloys,简称SMA）材料具有形状记忆效应、超弹性、高阻尼、电阻特性等特性而体现出自感知、自诊断和自适应能力,必将在结构振动控制和结构健康监测等领域,发挥不可忽视的作用。然而,SMA在本构模型特别是多维的本构模型方面,以及在振动控制及混凝土结构修复等方面还存在很多问题有待进一步研究。本文主要针对SMA的本构模型以及在土木工程中的应用,做了基础性的研究,具体内容如下：（1）对不同直径的奥氏体相SMA丝进行加载和卸载试验,研究不同的循环次数、应变幅值、加载速率、温度等因素对SMA丝力学性能的影响；并且研究了SMA丝在不同加载条件下的电阻特性。试验结果显示,加载幅值、加载速率和环境温度均是影响SMA丝力学性能的重要参数。（2）基于Kazuhiko Arai的理论,利用能量分析的方法,并考虑了SMA相变和应变率变量的影响建立了SMA的一维连续动力学模型。近几十年来,国内外的学者对SMA材料的本构模型做了大量的研究分析,并相继提出了多种模型,但传统的SMA一维模型,多数不考虑应变率的影响,而且加载和卸载阶段要分别用不同的关系式表达。为了证明所提出模型的实用性,利用该模型计算的结果与试验结果进行对比,结果吻合良好。（3）利用了塑性力学中的屈服面方程,并结合了Brinsion的一维本构模型的思想和Boyd和Lagoudas模型的概念,提出了一种改进的SMA多维本构模型。该本构模型可以用来计算不同的应力和温度以及不同的加载过程下材料的变形。为了验证该多维模型的有效性,利用MATLAB软件编写程序,对三个不同的算例进行模拟计算,结果表明所提出的改进模型不仅可以很好的描述SMA一维情况的力学行为,也可以很好地定性描述SMA二维薄板的形状记忆效应和超弹性。（4）完成了利用SMA形状记忆效应对混凝土梁进行修复的试验。将常温下为马氏体相的SMA丝和SMA绞线埋入混凝土梁中,制成SMA智能混凝土梁,并对试件进行四点弯曲试验,卸载后对SMA丝进行通电激励,利用SMA的形状记忆效应在相变过程中产生的恢复力来修复混凝土梁的裂缝宽度和挠度。观察实验结果可知,由于SMA丝会向周围混凝土散热的原因,使无粘结力SMA混凝土梁比有粘结力SMA混凝土梁修复效果要好；由于接触面积的问题,使配有SMA绞线的混凝土梁比配有单根SMA丝的混凝土梁的修复效果要好；由于配置在受拉区的钢筋阻碍了SMA的恢复,所以没有配置受拉区钢筋的混凝土梁比配置受拉区钢筋的混凝土梁的修复效果要明显。（5）设计并制作出了一种新型的SMA-粘滞阻尼器,并完成相关力学性能试验。针对目前阻尼器耗能形式单一、无复位功能的问题,新研制的利用奥氏体状态SMA超弹性阻尼器不但具有高耗能,而且还具有自复位的性能。对该阻尼器进行了加载卸载试验,实验表明,随着加载频率和加载位移幅值的增大,阻尼器的耗能量显着增大；对一个八层简单钢框架结构模型应用复合阻尼器进行动力时程分析,模拟结果显示,复合阻尼器模型对结构的抗震作用明显,可以很好地降低结构的顶层位移和最大加速度。
曹卓[8]（2017）在《基于SMA减震装置的空间杆系结构地震响应优化分析》文中研究表明近年来,智能材料的应用和振动控制理论的发展都为结构振动控制提供了一个新途径。本文主要利用形状记忆合金的超弹性性能,研发了一种基于形状记忆合金的空间杆系结构减震装置,应用鱼群算法对减震装置在空间杆系结构中的优化布置进行了模拟地震振动台试验和分析。主要内容有:（1）采用计算机伺服控制材料试验机,进行了12组48根奥氏体形状记忆合金材料的力学性能试验,通过改变加载幅值、加载速率、循环次数和直径等主要试验参数,研究了形状记忆合金材料的力学特性,建立了一种速率相关型简化本构模型并进行了相应的数值分析。试验与数值分析结果均表明,加载幅值和加载速率是影响奥氏体材料力学性能的主要参数,所建立的本构模型能够较好地反映加载幅值和加载速率的影响,可用于形状记忆合金减震装置的研发。（2）基于人工鱼群算法,采用文中建立的形状记忆合金本构模型,对形状记忆合金减震装置在一3层2跨空间杆系结构中的集成位置和数量进行了优化,并利用MATLAB语言编制相应分析程序,进行了该空间杆系结构在无控、随机集成减震装置和优化集成减震装置下的地震响应分析,比较了上述3种情况下的减震效果。结果表明,随机集成减震装置时,结构位移和速度响应的减震效果分别约为22.4%和23.0%;应用人工鱼群算法优化集成时,结构位移和速度响应的减震效果分别约为60.8%和46.6%,可见优化集成减震装置时的减震效果明显优于随机集成的情况,优化效果显着。（3）设计制作了1个3层2跨的空间杆系模型结构,进行了无控、随机集成和采用人工鱼群算法优化集成形状记忆合金减震装置时多种工况下模型结构的模拟地震振动台试验,研究了不同工况下空间杆系模型结构的减震规律和减震效果。结果表明,随机集成减震装置时,结构位移和加速度响应的减震效果最大分别约为48.5%和25.5%;应用人工鱼群算法优化集成时,结构位移和加速度响应的减震效果最大分别约为67.4%和36.7%,可见优化集成减震装置时的减震效果明显优于随机集成的情况。此外,研究结果还表明,文中研发的形状记忆合金减震装置构造简单,集成方便,减震效果显着,人工鱼群优化算法计算收敛速度快,鲁棒性强,可供实际工程优化减震时应用。
赵仲勋[9]（2020）在《负热膨胀Ti-Ni合金中纳米尺度马氏体的孪晶变体识别与母相重构及相变行为研究》文中研究指明Ti–Ni合金具有优异的形状记忆效应和独特的超弹性特性,其本质源于合金中的热弹性马氏体相变及马氏体变体自适应。目前已有的研究中关于Ti–Ni合金纳米尺度B19′马氏体的表征工作主要通过透射电子显微镜（TEM）完成,但使用TEM识别单斜结构B19′马氏体变体,分析合金B2奥氏体与B19′马氏变体取向关系（OR）以及B19′马氏变体之间的孪晶关系等晶体学特征时,需要频繁倾转样品到不同的晶带轴并进行逐一标定,效率很低且难以获得具有统计意义的结果;而且,当Ti?Ni合金不存在残余奥氏体时,使用TEM无法直接识别B19′马氏体变体及确定B19′马氏体与B2奥氏体之间的OR。此外,近年来Ti?Ni合金因具有奇特的负热膨胀（NTE）行为而在精密仪器等领域有很好的应用前景。但是当前对Ti?Ni合金NTE现象及行为本质的认知非常有限,尤其是目前具有NTE行为的Ti?Ni合金大多经历了大应变量塑性变形处理,加工过程中产生的强织构和大量位错给合金NTE行为和机理研究带来了诸多复杂性和不确定因素。因此,本论文研究采用真空电弧熔炼及快速凝固工艺制备无需后处理即具有独特NTE行为的熔铸态和吸铸态Ti?Ni合金,主要利用新颖的扫描电镜偏轴透射菊池衍射（Off-axis SEM-TKD）技术表征所制备Ti–Ni合金中的纳米尺度B19′马氏体,并采用改进的晶体学分析方法对单斜结构B19′马氏体进行变体识别、孪晶关系确定与母相取向重构,同时系统研究物相比例和组织特征等对Ti–Ni合金马氏体相变及负热膨胀行为的影响规律和作用机制。本研究首先采用非自耗真空电弧熔炼技术制备物相组成主要为纳米尺度B19′马氏体变体的Ti?Ni合金样品,利用TEM观察B19′马氏体变体形貌特征并统计其宽度分布,结果表明熔铸态Ti50Ni50（at.%）合金具有分别由4个和2个马氏体变体组成的台阶状和层片状结构,该两种结构中有超过70%的变体宽度小于50 nm,且有超过99%的变体宽度大于5 nm。还进一步利用偏轴SEM-TKD并优化表征参数成功获得了两种结构中纳米尺度B19′马氏体的取向映射图,解析率分别达88%和85%。优化的表征参数为:加速电压为30 kV,电子束电流为3.2 nA,工作距离为2～3 mm和扫描步长为3～5 nm,样品夹持在预倾斜样品台51-H5-550上,预倾斜角为20°,样品薄区厚度为87～180 nm。根据所获得具有统计意义的纳米尺度B19′马氏体变体SEM-TKD数据,基于理论广群结构方法的框架,提出了一种无需残余奥氏体作为参考即可识别B19′马氏体变体的改进方法,提高了旋转轴角/对的匹配效率和准确度,所获得的Ti?Ni合金马氏体变体识别结果与理论广群结构法和极图法获得的结果一致。在此基础上,结合经典孪晶理论发展了一种利用SEM-TKD数据直接确定马氏体孪晶类型及孪晶要素的方法,并用于确定熔铸态Ti50Ni50合金两种结构中马氏体变体的孪晶关系,即台阶状结构中相邻马氏体变体之间具有（011）B19′II型孪晶和（100）B19′复合孪晶关系,而层片状结构中相邻马氏体变体为典型的（011）B19′II型孪晶,这些结果与文献报道中使用TEM确定的孪晶关系一致。为了进一步获得马氏体的母相取向,根据经典的母相取向重构法提出了基于SEM-TKD数据重构Ti50Ni50合金母相取向的改进算法。即首先采用数值拟合精确确定OR,然后依据取向差对相邻的像素进行分群,最后以群为单位逐像素重构母相取向。对Ti50Ni50合金B19′马氏体的母相重构结果表明,与相变前马氏体晶界所对应的重构区域的局部取向差小于2.0°。利用残余奥氏体方法和具有晶体取向自动映射功能的透射电子显微技术原位加热方法对所提出的Ti?Ni合金母相重构算法进行有效性验证,结果表明该算法能够基于B19′马氏体的取向映射准确地重构出B2母相的取向。本论文还系统研究了物相比例和显微组织特征等对Ti?Ni合金马氏体相变及NTE行为的影响规律和作用机制。在具有择优生长和无择优生长两种显微组织特征的熔铸态Ti?Ni合金中,沿不同方向测试所得的NTE特征温度均与对应的相变特征温度非常接近,表明合金的宏观NTE行为与马氏体相变密切相关。在Ni含量为38.0～46.0 at.%的择优生长Ti?Ni合金和Ni含量为38.0～50.0 at.%的无择优生长Ti?Ni合金中,升/降温阶段均表现出可逆的各向同性NTE行为,且沿各方向的热膨胀系数（CTE）均随Ni含量增加而减小;Ni含量为48.0～50.0 at.%的择优生长Ti?Ni合金在升/降温阶段的NTE行为呈各向异性,沿最大温度梯度方向的CTE随Ni含量增加而急剧减小,而沿垂直于该方向的CTE随Ni含量增加而增大。此外,研究了Ti?Ni合金热膨胀和相变行为随热循环次数的变化规律并评价了其热循环稳定性。熔铸态Ti50Ni50合金经25次热循环后出现了近零膨胀行为,热膨胀和DSC曲线表明降温阶段出现了B2?R?B19′两步相变。吸铸态Ti54Ni46合金在热循环过程中的NTE和相变特征参数变化均表现出两个明显的阶段:0～30次热循环为快速变化阶段,31～100次热循环为缓慢变化并逐渐趋于稳定阶段。经100次热循环后,Ti54Ni46合金的NTE和相变特征温度均向低温方向移动,升/降温过程中的CTE均为-23.1×10-6 K-1。
李科元[10]（2018）在《合金结构钢（40CrNiMo）热变形行为及热处理工艺研究》文中进行了进一步梳理40CrNiMo属于Cr-Ni-Mo系合金结构钢,通过热处理使其组织和力学性能在较大范围变化,因此,该钢获得了广泛应用,如汽轮机、飞机起落架、大型发电机转子和喷气涡轮机轴及其它领域。结合国内某轧钢厂的生产现状,本文研究控轧控冷工艺,试图省去传统工艺中轧后的缓冷工序和淬火+高温回火工序,提高40CrNiMo钢的生产效率,降低其生产成本。用Gleeble-3500热模拟实验机通过热压缩变形,对40CrNiMo钢热变形行为进行了研究;模拟轧制工艺对40CrNiMo钢微观组织和力学性能的影响;过冷奥氏体区变形+淬火+回火对40CrNiMo钢微观组织和力学性能的影响。研究结果表明:当应变速率给定,随着变形温度升高,40CrNiMo钢的变形抗力降低;当变形温度给定,其变形抗力值随着应变速率的升高而增大。变形温度和应变速率对动态再结晶有显着影响。当应变速率为1 s-1时,随着变形温度的升高动态再结晶比例增大,1050℃1100℃之间发生了完全动态再结晶,而且1100℃时动态再结晶晶粒已经明显长大;当变形温度为850℃,应变速率为50 s-1变形热来不及散出,使局部温度升高,也会发生部分动态再结晶。40CrNiMo钢的热变形激活能在214.01 kJ·mol-1317.05 kJ·mol-1范围内,建立了40CrNiMo钢在应变补偿下的本构方程。应变补偿下的本构方程的预测值与实测值之间具有较高的吻合性。基于动态原子理论模型构建了40CrNiMo钢的热加工图。热加工图表明,当应变较小（应变≤0.3）时,耗散效率的峰值出现在中高温-高应变速率区域;当应变较大时,耗散效率的峰值出现在高温-低应变速率区域,在低温-低应变速率、中温-低应变速率、高温-中低应变速率条件下加工40CrNiMo钢容易出现流变失稳,安全加工区中的高温-高应变速率的变形条件(928℃1000℃、13.18 s-150 s-1)与实际生产条件比较吻合。绘制了40CrNiMo钢的动态CCT曲线,确定了其在不同冷却条件下的组织转变规律,冷速在0.1℃/s1℃/s之间转变为贝氏体组织,2℃/s10℃/s转变为马氏体组织。0.1℃/s0.2℃/s获得粒状贝体组织。模拟控轧控冷工艺的试验结果表明,轧制温度950℃、变形量30%、冷却速度0.1℃/s0.5℃/s条件下,易于得到粒状贝氏体组织。经（700℃）过冷奥氏体区40%变形量+淬火,450℃回火1.5h以上,也可以获得均匀粒状的回火组织。
二、一种改进的测定马氏体惯析面的方法（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、一种改进的测定马氏体惯析面的方法（论文提纲范文）
（3）CuAlMn形状记忆合金的晶体结构和阻尼性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 高阻尼材料的研究背景 |
| 1.1.1 振动和噪声的危害 |
| 1.1.2 减振降噪的措施 |
| 1.1.3 阻尼材料的种类和特点 |
| 1.2 高阻尼金属研究概况 |
| 1.3 阻尼性能的表征和测试技术研究概况 |
| 1.3.1 阻尼性能的表征 |
| 1.3.2 阻尼性能测试原理 |
| 1.3.3 阻尼性能测试设备 |
| 1.3.4 阻尼性能测中存在的问题 |
| 1.4 形状记忆合金的晶体结构研究概况 |
| 1.5 本项研究的意义及技术路线 |
| 1.5.1 功能/结构一体化高阻尼材料的研究意义 |
| 1.5.2 课题的总体研究思路 |
| 1.5.3 本文拟解决的关键技术问题 |
| 第2章 阻尼机理的理论分析 |
| 2.1 概述 |
| 2.2 阻尼性能的宏观模型 |
| 2.2.1 线性滞弹性固体本构方程 |
| 2.2.2 线性滞弹性固体的动态力学行为 |
| 2.2.3 线性滞弹性固体的阻尼性能 |
| 2.2.4 非线性和塑性阻尼的定性分析 |
| 2.2.5 影响阻尼性能的因素及提高阻尼性能的途径 |
| 2.3 阻尼性能的微观机制 |
| 2.3.1 热弹性阻尼 |
| 2.3.2 点缺陷阻尼 |
| 2.3.3 位错阻尼 |
| 2.3.4 界面阻尼 |
| 2.3.5 相变阻尼 |
| 2.4 马氏体相变的能量学分析 |
| 2.4.1 马氏体相变的能量学定性分析 |
| 2.4.2 热弹性马氏体相变的特征 |
| 2.4.3 非热弹性马氏体相变的特征 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 材料制备和性能实验方法 |
| 3.1 合金成分设计 |
| 3.1.1 成分设计的依据 |
| 3.1.2 合金成分列表 |
| 3.2 材料制备工艺 |
| 3.2.1 合金熔炼和铸造工艺 |
| 3.2.2 热处理工艺 |
| 3.3 材料性能测试 |
| 3.3.1 阻尼性能测试 |
| 3.3.2 力学性能测试 |
| 3.3.3 相变点测试 |
| 3.4 微观组织观察和相结构测定 |
| 3.4.1 显微组织观察 |
| 3.4.2 X射线衍射分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 母相晶体结构的模拟和实验研究 |
| 4.1 母相晶体结构模型 |
| 4.2 长程有序度参数 |
| 4.2.1 二元合金的长程有序度参数 |
| 4.2.2 三元合金的长程有序度参数 |
| 4.3 有序度对母相衍射效应的影响 |
| 4.3.1 有序度对母相晶格常数的影响 |
| 4.3.2 有序度对母相结构因子的影响 |
| 4.4 CuAlMn合金母相XRD衍射谱的模拟研究 |
| 4.4.1 母相晶体结构模型的空间群理论描述 |
| 4.4.2 CuAlMn合金有序度参数的简化方法 |
| 4.4.3 CuAl_(11)Mn_9合金母相XRD衍射谱的模拟方法 |
| 4.4.4 CuAl_(11)Mn_9合金母相XRD衍射谱的模拟结果 |
| 4.5 CuAl_(11)Mn_9合金母相XRD衍射的试验研究 |
| 4.5.1 铸态试样的XRD衍射试验结果及分析 |
| 4.5.2 热处理工艺对母相结构的影响 |
| 4.6 本章小结 |
| 第5章 马氏体结构的模拟和实验研究 |
| 5.1 母相晶格常数与原子半径 |
| 5.1.1 CuAlMn合金母相晶格常数与原子半径 |
| 5.1.2 CuAlNi和CuZnAl母相晶格常数计算 |
| 5.2 马氏体晶体结构模型 |
| 5.2.1 9R和18R_1马氏体的密排层堆垛方式 |
| 5.2.2 层间偏移量s与18R_1马氏体晶格常数的关系 |
| 5.2.3 层间偏移量s与原子半径的关系 |
| 5.2.4 18R_1马氏体结构参数与原子半径之间的关系 |
| 5.2.5 一般马氏体结构参数与原子半径的关系 |
| 5.3 马氏体结构因子的计算方法 |
| 5.3.1 2H马氏体的结构因子 |
| 5.3.2 4H马氏体的结构因子 |
| 5.3.3 3R马氏体的结构因子 |
| 5.3.4 6R马氏体的结构因子 |
| 5.3.5 7R马氏体的结构因子 |
| 5.3.6 9R马氏体的结构因子 |
| 5.3.7 18R_1马氏体的结构因子 |
| 5.3.8 18R_2马氏体的结构因子 |
| 5.4 CuAlMn合金马氏体XRD衍射谱的模拟研究 |
| 5.4.1 晶格常数计算方法的可靠性论证 |
| 5.4.2 CuAlMn合金母相和马氏体晶格常数计算 |
| 5.4.3 L2_1结构母相生成的马氏体的模拟衍射谱 |
| 5.4.4 DO_3结构母相生成的马氏体的模拟衍射谱 |
| 5.4.5 B_2结构母相生成的马氏体的模拟衍射谱 |
| 5.4.6 A_2结构母相生成的马氏体的模拟衍射谱 |
| 5.4.7 不同类型马氏体模拟衍射谱的对比分析 |
| 5.5 CuAlMn合金马氏体XRD衍射的实验研究 |
| 5.5.1 铸态试样的XRD衍射实验结果分析 |
| 5.5.2 热处理试样的XRD衍射实验结果分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 CuAlMn合金阻尼性能研究 |
| 6.1 室温组织和相结构与阻尼性能的关系 |
| 6.1.1 室温组织及相结构分析 |
| 6.1.2 室温组织和相结构与阻尼性能的关系 |
| 6.2 应力振幅对阻尼性能的影响 |
| 6.2.1 应力振幅及阻尼性能参数的计算 |
| 6.2.2 一阶振型分析 |
| 6.2.3 二阶振型分析 |
| 6.3 本章小结 |
| 第7章 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间发表的学术论文 |
（4）先进高强塑性Q-P-T钢增塑机制及其动态力学性能（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 先进高强度钢的发展历史和研究现状 |
| 1.2.1 马氏体钢 |
| 1.2.2 双相钢 |
| 1.2.3 TRIP 钢 |
| 1.2.4 TWIP 钢 |
| 1.2.5 纳米贝氏体钢 |
| 1.2.6 Q&P 钢 |
| 1.2.7 Q-P-T 钢 |
| 1.3 先进高强度 Q-P-T 钢与其它先进高强度钢的比较 |
| 1.4 先进高强度钢的强塑性机制 |
| 1.4.1 钢的主要强化机制 |
| 1.4.2 残余奥氏体的增塑机制 |
| 1.4.3 先进高强度钢的组织与成分设计思想 |
| 1.5 先进高强度钢的动态力学性能 |
| 1.6 本文的研究目的和意义 |
| 参考文献 |
| 第二章 材料制备和试验方法 |
| 2.1 实验用 Q-P-T 钢的成分设计 |
| 2.2 试样制备及热处理工艺 |
| 2.3 热膨胀法测定相变临界点 |
| 2.4 显微组织分析与表征方法 |
| 2.4.1 SEM 观察 |
| 2.4.2 TEM 观察与电子衍射花样标定 |
| 2.4.3 残余奥氏体含量的 XRD 确定 |
| 2.4.4 马氏体和贝氏体以及残余奥氏体中位错密度的 XLPA 测定方法 |
| 2.5 残余奥氏体热稳定性测试方法 |
| 2.6 力学性能测试 |
| 2.6.1 拉伸力学性能 |
| 2.6.2 冲击力学性能 |
| 参考文献 |
| 第三章 先进高强塑性 Q-P-T 钢的力学性能与微观组织 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 先进高强塑性 Q-P-T 钢的热处理工艺参数设计 |
| 3.2.1 先进高强塑性 Q-P-T 钢的相变临界点测定 |
| 3.2.2 残余奥氏体含量与淬火温度关系的理论预测 |
| 3.2.3 Q-P-T 钢回火/分配温度及时间的选择 |
| 3.3 先进高强塑性 Q-P-T 钢的力学性能和显微组织 |
| 3.3.1 Q-P-T 钢的力学性能 |
| 3.3.2 Q-P-T 钢中残余奥氏体含量的 XRD 测定 |
| 3.3.3 Q-P-T 钢的显微组织观察 |
| 3.4 先进高强塑性 Q-P-T 钢与传统 Q&T 钢的比较 |
| 3.4.1 Q-P-T 钢和 Q&T 钢的力学性能比较 |
| 3.4.2 Q-P-T 钢和 Q&T 钢中残余奥氏体含量的 XRD 测定 |
| 3.4.3 Q-P-T 钢和 Q&T 钢的显微组织与断口形貌比较 |
| 3.4.4 分析与讨论 |
| 3.5 形变温度对先进高强塑性 Q-P-T 钢力学性能和微观组织的影响 |
| 3.5.1 不同形变温度下 Q-P-T 钢的力学性能 |
| 3.5.2 不同形变温度下 Q-P-T 钢中残余奥氏体的热稳定性 |
| 3.5.3 不同形变温度下 Q-P-T 钢的微观组织表征 |
| 3.5.4 分析与讨论 |
| 3.6 小结 |
| 参考文献 |
| 第四章 先进高强塑性 Q-P-T 钢的增塑机制 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 低碳 Q-P-T 钢中 DARA 效应的发现 |
| 4.2.1 TRIP 效应的实验验证 |
| 4.2.2 马氏体与残余奥氏体中平均位错密度随应变的变化 |
| 4.2.3 低碳 Q-P-T 钢中残余奥氏体吸收位错（DARA）效应的提出 |
| 4.2.4 DARA 效应的理论分析 |
| 4.3 残余奥氏体增强高强贝氏体钢塑性的新效应 |
| 4.3.1 TRIP 效应的实验验证 |
| 4.3.2 贝氏体与残余奥氏体中平均位错密度随应变的变化 |
| 4.3.3 残余奥氏体吸收贝氏体位错（DARA）效应的提出 |
| 4.3.4 分析与讨论 |
| 4.4 残余奥氏体增强高强度钢塑性的微观机制 |
| 4.5 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第五章 高应变速率下 Q-P-T 钢的动态力学性能及变形机制 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 先进高强塑性 Q-P-T 钢和传统 Q&T 钢的动态力学性能比较 |
| 5.3 先进高强塑性 Q-P-T 钢和传统 Q&T 钢的拉伸断口形貌比较 |
| 5.4 分析与讨论 |
| 5.5 小结 |
| 参考文献 |
| 第六章 结论 |
| 创新点 |
| 攻读博士学位期间公开发表的学术论文 |
| 致谢 |
（5）冷轧高强钢板带热处理过程板形变化规律研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 冷轧高强钢概述 |
| 2.1.1 高强钢的定义与分类 |
| 2.1.2 冷轧高强钢的热处理工艺 |
| 2.2 板形控制理论研究进展 |
| 2.2.1 板形的基本概念 |
| 2.2.2 板形缺陷分类 |
| 2.2.3 板形控制技术综述 |
| 2.3 板带热处理过程对板形影响的研究进展 |
| 2.4 数值模拟在热处理领域的应用现状 |
| 2.5 课题背景及研究内容 |
| 2.5.1 课题背景 |
| 2.5.2 研究内容 |
| 3 典型冷轧高强钢热塑性本构模型研究 |
| 3.1 热塑性本构模型实验建模 |
| 3.1.1 热拉伸实验研究 |
| 3.1.2 热塑性本构模型的建立 |
| 3.2 热塑性本构模型的数值实现及验证 |
| 3.2.1 数值实现 |
| 3.2.2 实验验证 |
| 3.3 本章小结 |
| 4 冷轧高强钢热处理过程温度-组织-应力应变场多场耦合数值模拟研究 |
| 4.1 热处理过程的物理模型 |
| 4.2 22MnB5高强钢淬火过程的物理模拟 |
| 4.2.1 连续冷却转变规律研究 |
| 4.2.2 考虑应力影响的马氏体组织转变研究 |
| 4.3 DP780高强钢退火过程的物理模拟 |
| 4.3.1 连续冷却转变规律研究 |
| 4.3.2 考虑应力影响的铁素体组织转变研究 |
| 4.3.3 考虑应力影响的马氏体组织转变研究 |
| 4.4 高强钢热处理过程温度-组织-应力应变场多场耦合数值模拟 |
| 4.4.1 考虑相变和温度影响的弹塑性本构关系 |
| 4.4.2 用户子程序文件的定义 |
| 4.4.3 用户子程序的编制 |
| 4.5 高强钢热处理过程数值模拟平台的实验验证 |
| 4.5.1 淬火过程的实验验证 |
| 4.5.2 退火过程的实验验证 |
| 4.6 高强钢热处理方式与材料变形的关系 |
| 4.7 本章小结 |
| 5 高强钢板形瓢曲缺陷在热处理过程中的演变规律研究 |
| 5.1 有初始瓢曲缺陷高强度带钢热处理过程的有限元建模 |
| 5.1.1 模型简化与假设 |
| 5.1.2 有限元模型的建立 |
| 5.1.3 板形瓢曲缺陷的评价指标 |
| 5.2 有初始瓢曲缺陷高强度带钢热处理过程板形演变机理 |
| 5.2.1 热处理过程带钢温度场和组织场的演变规律 |
| 5.2.2 热处理过程带钢板形瓢曲演变机理 |
| 5.3 有初始边浪缺陷高强度带钢热处理后板形变化规律 |
| 5.3.1 热处理工艺参数对边浪浪形的影响规律 |
| 5.3.2 带钢厚度对边浪浪形的影响规律 |
| 5.3.3 带钢浪形参数对边浪浪形的影响规律 |
| 5.3.4 有初始边浪缺陷带钢热处理过程板形控制对策 |
| 5.4 有初始中浪缺陷高强度带钢热处理后板形变化规律 |
| 5.4.1 热处理工艺参数对中浪浪形的影响规律 |
| 5.4.2 带钢厚度对中浪浪形的影响规律 |
| 5.4.3 带钢浪形参数对中浪浪形的影响规律 |
| 5.4.4 有初始中浪缺陷带钢热处理过程板形控制对策 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 高强钢板形翘曲缺陷在热处理过程中的演变规律研究 |
| 6.1 有初始翘曲缺陷高强钢板带热处理过程的有限元建模 |
| 6.1.1 有限元模型的建立 |
| 6.1.2 板形翘曲缺陷的评价指标 |
| 6.2 有初始翘曲缺陷高强钢板带热处理过程板形演变机理 |
| 6.2.1 热处理过程带钢温度场和组织场的演变规律 |
| 6.2.2 热处理过程带钢板形翘曲演变机理 |
| 6.3 有初始C翘缺陷高强度带钢热处理后板形变化规律 |
| 6.3.1 热处理工艺参数对C翘缺陷的影响规律 |
| 6.3.2 带钢厚度及初始翘高对C翘缺陷的影响规律 |
| 6.3.3 有初始C翘缺陷带钢热处理过程板形控制对策 |
| 6.4 有初始L翘缺陷高强度钢板热处理后板形变化规律 |
| 6.5 本章小结 |
| 7 高强钢板热处理过程板形变化的实验研究 |
| 7.1 实验材料及设备 |
| 7.1.1 实验用高强钢板 |
| 7.1.2 热处理设备 |
| 7.1.3 板形测量装置及方法 |
| 7.2 实验方案及精度控制 |
| 7.2.1 实验方案 |
| 7.2.2 实验精度控制 |
| 7.3 淬火对高强钢板边浪浪形影响的实验分析 |
| 7.4 淬火对高强钢板L翘翘曲影响的的实验分析 |
| 7.5 本章小结 |
| 8 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（6）2.25Cr-1.6W钢焊接接头蠕变损伤行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 2.25Cr-1.6W钢的应用 |
| 1.1.2 2.25Cr-1.6W钢的开发机理 |
| 1.2 固态相变对焊接残余应力的影响 |
| 1.2.1 焊接过程中相变对力学行为的影响 |
| 1.2.2 焊接过程中相变的有限元模拟 |
| 1.3 低合金钢焊接结构蠕变裂纹的研究现状 |
| 1.3.1 蠕变失效 |
| 1.3.2 蠕变寿命评估方法 |
| 1.3.3 焊接接头蠕变性能研究 |
| 1.3.4 多轴应力状态下蠕变性能的研究 |
| 1.4 有限元模拟在蠕变寿命评估的应用 |
| 1.4.1 蠕变损伤本构模型 |
| 1.4.2 基于损伤变量的蠕变模型 |
| 1.4.3 基于微观力学的延性耗竭蠕变损伤模型 |
| 1.5 本文主要研究内容 |
| 第二章 焊接条件下的相变力学行为及接头残余应力分析 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 2.25Cr-1.6W钢的相变力学行为分析 |
| 2.2.1 2.25Cr-1.6W钢的成分及供货状态 |
| 2.2.2 热膨胀试验 |
| 2.3 改进的扩散型相变模型 |
| 2.3.1 改进的J-M-A-K方程 |
| 2.3.2 有限元数值模拟验证 |
| 2.4 2.25Cr-1.6W钢对接焊接头残余应力 |
| 2.4.1 对接焊有限元数值模型 |
| 2.4.2 对接焊接头微观组织形貌 |
| 2.4.3 对接焊接头的残余应力分布 |
| 2.5 本章小结 |
| 第三章 残余应力和晶界特征对蠕变裂纹的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 预制残余应力试样的蠕变试验 |
| 3.2.1 预压缩-紧凑拉伸试样及热处理工艺 |
| 3.2.2 预压缩及蠕变试验 |
| 3.3 预制残余应力试样蠕变试验的有限元数值模拟 |
| 3.4 残余应力对蠕变裂纹开裂的影响 |
| 3.4.1 预压缩应变及残余应力分析 |
| 3.4.2 残余应力作用下蠕变裂纹和损伤分析 |
| 3.4.3 蠕变过程中应力释放过程分析 |
| 3.5 晶界特征对蠕变裂纹的影响 |
| 3.5.1 部分奥氏体化组织对蠕变裂纹和损伤的影响 |
| 3.5.2 部分奥氏体化组织的微观特征 |
| 3.6 本章小结 |
| 第四章 残余应力作用下焊接微观组织的蠕变特性 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 局部重熔试样蠕变试验 |
| 4.2.1 试验方法 |
| 4.2.2 断口的统计学和分形学分析方法 |
| 4.3 焊接残余应力对蠕变裂纹萌生和扩展行为的影响 |
| 4.3.1 重熔试样的微观组织形貌 |
| 4.3.2 重熔试样的残余应力分布 |
| 4.3.3 蠕变断口形貌 |
| 4.3.4 蠕变断口的分形维数分析 |
| 4.3.5 蠕变断口的统计学分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 2.25Cr-1.6W钢管接头蠕变寿命评定 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 2.25Cr-1.6W钢管接头残余应力研究 |
| 5.2.1 2.25Cr-1.6W钢管接头残余应力测量 |
| 5.2.2 2.25Cr-1.6W钢管接头数值模拟分析 |
| 5.2.3 2.25Cr-1.6W钢管接头残余应力 |
| 5.3 2.25Cr-1.6W钢管接头蠕变损伤研究 |
| 5.3.1 2.25Cr-1.6W钢管接头蠕变模型 |
| 5.3.2 2.25Cr-1.6W钢管接头工作环境下应力释放 |
| 5.3.3 2.25Cr-1.6W钢管接头蠕变损伤分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 全文总结 |
| 6.1 本文主要研究结论 |
| 6.2 本文主要创新点 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间已发表的论文 |
| 攻读博士学位期间参与的科研工作 |
（7）形状记忆合金的本构模型及试验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 形状记忆合金材料及其特性 |
| 1.1.1 形状记忆合金材料 |
| 1.1.2 形状记忆合金材料特性 |
| 1.2 形状记忆合金在结构健康监测中的应用 |
| 1.2.1 传统结构健康检测方法 |
| 1.2.2 结构健康监测系统 |
| 1.2.3 SMA在结构健康监测中的应用 |
| 1.3 形状记忆合金在结构振动控制中的应用 |
| 1.3.1 SMA在结构被动控制中的应用 |
| 1.3.2 SMA在结构主动控制中的应用 |
| 1.4 主要研究内容 |
| 2 SMA丝的材料性能试验研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 奥氏体相SMA丝的单调拉伸试验 |
| 2.2.1 试验介绍 |
| 2.2.2 试验结果与分析 |
| 2.3 奥氏体相SMA丝的拉伸滞回试验 |
| 2.3.1 试验介绍 |
| 2.3.2 试验结果与分析 |
| 2.4 SMA丝的电阻试验 |
| 2.4.1 试验介绍 |
| 2.4.2 试验结果与分析 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 形状记忆合金一维连续动力学模型 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 形状记忆合金常见模型介绍 |
| 3.2.1 Tanaka模型 |
| 3.2.2 Liang-Rogers模型 |
| 3.2.3 Brinson模型 |
| 3.2.4 Ivshin-Pence模型 |
| 3.2.5 Graesser模型 |
| 3.2.6 Landau-Devonshire模型 |
| 3.3 SMA一维连续动力学模型 |
| 3.3.1 Arai's模型介绍 |
| 3.3.2 改进的SMA一维连续模型 |
| 3.4 SMA滞回试验 |
| 3.5 数值分析 |
| 3.5.1 参数确定 |
| 3.5.2 数值模拟 |
| 3.6 本章小结 |
| 4 基于自由能及耗散势原理的SMA多维本构模型 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 Boyd和Lagoudas本构模型 |
| 4.3 SMA多维改进模型 |
| 4.3.1 应变表达式的推导 |
| 4.3.2 多维本构模型的推导建立 |
| 4.3.3 各种相变的表达式 |
| 4.3.4 外应力恒为零时应力-应变表达式 |
| 4.4 数值算例与结果分析 |
| 4.4.1 算例一：一维SMA丝计算分析 |
| 4.4.2 算例二：中心不带孔二维薄板计算分析 |
| 4.4.3 算例三：中心带孔二维薄板算例分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 SMA混凝土梁的试验研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 试件设计与试验材料参数 |
| 5.2.1 试件设计 |
| 5.2.2 试验材料参数 |
| 5.3 试验设备仪器及测量内容 |
| 5.3.1 试验设备和仪器 |
| 5.3.2 测量内容 |
| 5.4 试验方法及结果分析 |
| 5.4.1 试验方法 |
| 5.4.2 试验结果及分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 自复位SMA-粘滞阻尼器的试验研究及钢框架结构抗震分析 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 自复位SMA-粘滞阻尼器的构造及工作原理 |
| 6.2.1 结构构造 |
| 6.2.2 工作原理 |
| 6.3 自复位SMA-粘滞阻尼器的力学性能试验 |
| 6.3.1 试验概况 |
| 6.3.2 试验结果与分析 |
| 6.4 复合阻尼器应用于钢框架结构模型的振动控制数值模拟分析 |
| 6.4.1 模型介绍 |
| 6.4.2 地震响应数值模拟 |
| 6.5 本章小结 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 创新点摘要 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表学术论文情况 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（8）基于SMA减震装置的空间杆系结构地震响应优化分析（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 结构振动控制理论 |
| 1.3 结构振动控制算法及优化设计 |
| 1.3.1 控制算法 |
| 1.3.2 结构振动控制系统的优化设计 |
| 1.3.3 人工鱼群控制算法 |
| 1.4 形状记忆合金简介 |
| 1.4.1 形状记忆合金材料特点 |
| 1.4.2 国内外研究现状及在结构振动控制中的应用 |
| 1.5 本文的主要工作 |
| 第2章 形状记忆合金力学性能试验及本构关系研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 形状记忆合金力学性能试验 |
| 2.2.1 试验设备及SMA试件选择 |
| 2.2.2 试验方法及试验过程 |
| 2.2.3 试验结果与分析 |
| 2.3 形状记忆合金材料本构模型的分类 |
| 2.3.1 Tanaka模型 |
| 2.3.2 Liang-Rogers模型 |
| 2.3.3 Brinson模型 |
| 2.3.4 SMA超弹性回复力模型 |
| 2.3.5 速率相关型SMA简化本构模型 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 基于人工鱼群算法的空间杆系结构优化设计方法 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 基于人工鱼群算法的结构振动控制优化设计 |
| 3.2.1 结构振动控制优化设计必要性 |
| 3.2.2 人工鱼群算法 |
| 3.2.3 基于人工鱼群算法的控制器数量和位置优化设计 |
| 3.3 被动控制等效最优控制系统数值仿真 |
| 3.3.1 仿真模型 |
| 3.3.2 地震波选取 |
| 3.3.3 优化配置结果分析与验证 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 基于人工鱼群算法优化的空间杆系结构振动台试验研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验设计 |
| 4.2.1 试验所采用的模型 |
| 4.2.2 试验中选用的地震波概况 |
| 4.2.3 试验工况 |
| 4.3 SMA控制装置在结构体系中的布置方案 |
| 4.3.1 SMA控制装置 |
| 4.3.2 SMA布置方案 |
| 4.3.3 传感器的安装位置 |
| 4.4 试验设备及仪器 |
| 4.4.1 振动台系统组成 |
| 4.4.2 振动台系统特性 |
| 4.4.3 试验设备与仪器 |
| 4.5 试验结果与分析 |
| 4.5.1 无控方案与随机控制方案试验结果 |
| 4.5.2 无控布置方案与人工鱼群优化控制方案试验结果 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 主要工作及结论 |
| 5.2 相关工作展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（9）负热膨胀Ti-Ni合金中纳米尺度马氏体的孪晶变体识别与母相重构及相变行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 前言 |
| 1.2 Ti–Ni形状记忆合金中的马氏体相变 |
| 1.2.1 Ti–Ni合金基体相组成 |
| 1.2.2 Ti–Ni合金马氏体相变路径 |
| 1.2.3 Ni含量对马氏体相变的影响 |
| 1.2.4 马氏体相变应变计算 |
| 1.3 Ti–Ni合金中的马氏体变体及孪晶 |
| 1.3.1 马氏体变体与母相的取向关系 |
| 1.3.2 马氏体变体自适应 |
| 1.3.3 马氏体变体之间的孪晶关系 |
| 1.3.4 马氏体变体微观结构及取向关系表征 |
| 1.3.5 马氏体变体的母相晶体学重构 |
| 1.4 材料的热膨胀 |
| 1.4.1 热膨胀现象的本质 |
| 1.4.2 热膨胀系数 |
| 1.5 材料的低热膨胀和负热膨胀 |
| 1.5.1 低热膨胀和负热膨胀材料的发展历程 |
| 1.5.2 形状记忆合金的负热膨胀行为 |
| 1.5.3 材料负热膨胀机理 |
| 1.6 本研究的主要内容和目的 |
| 第二章 实验材料和方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 实验方法 |
| 2.2.1 熔炼与吸铸 |
| 2.2.2 马氏体相变行为表征 |
| 2.2.3 热膨胀性能测试 |
| 2.2.4 物相分析 |
| 2.2.5 显微硬度测试 |
| 2.2.6 显微组织表征 |
| 2.3 实验设备 |
| 第三章 Ti–Ni合金B19′马氏体变体的微观表征 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 Ti–Ni合金B19′马氏体的微观形貌 |
| 3.3 电子背散射衍射技术表征B19′马氏体 |
| 3.4 扫描电镜中的偏轴透射菊池衍射技术表征B19′马氏体 |
| 3.4.1 马氏体变体宽度与扫描步长 |
| 3.4.2 样品厚度 |
| 3.4.3 加速电压 |
| 3.4.4 空间分辨率 |
| 3.4.5 其它影响因素 |
| 3.4.6 Ti–Ni合金B19′马氏体变体的取向映射 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 Ti–Ni合金马氏体变体识别与孪晶关系确定 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 实验方案 |
| 4.3 马氏体变体 |
| 4.4 B19′马氏体变体识别 |
| 4.4.1 扫描电镜中的偏轴透射菊池衍射 |
| 4.4.2 变体之间的旋转轴/角对 |
| 4.4.3 旋转轴/角对匹配 |
| 4.4.4 变体相关性检查 |
| 4.4.5 变体识别的可靠性 |
| 4.4.6 变体识别的有效性 |
| 4.5 B19′马氏体变体孪晶关系确定 |
| 4.5.1 取向差轴/角对计算 |
| 4.5.2 转换矩阵 |
| 4.5.3 Mallard法则 |
| 4.5.4 II型孪晶关系确定 |
| 4.5.5 复合孪晶关系确定 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 Ti?Ni合金B19′马氏体的母相取向重构 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 实验方案 |
| 5.3 最小取向差统计分析 |
| 5.4 母相与马氏体相的取向关系 |
| 5.5 奥氏体母相的取向重构 |
| 5.6 母相取向重构的有效性 |
| 5.6.1 残余奥氏体验证法 |
| 5.6.2 原位生成奥氏体验证法 |
| 5.7 本章小结 |
| 第六章 Ti?Ni合金负热膨胀行为与马氏体相变 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 实验方案 |
| 6.3 显微组织 |
| 6.3.1 择优生长的显微组织 |
| 6.3.2 无择优生长的显微组织 |
| 6.3.3 温度梯度对显微组织的影响 |
| 6.4 负热膨胀和相变行为的特征参数分析 |
| 6.4.1 择优生长Ti?Ni合金的负热膨胀和相变行为 |
| 6.4.2 无择优生长Ti?Ni合金的负热膨胀和相变行为 |
| 6.4.3 显微组织对负热膨胀行为的影响机理 |
| 6.5 热循环对负热膨胀和相变行为的影响 |
| 6.5.1 熔铸态Ti50Ni50合金的热循环行为 |
| 6.5.2 吸铸态Ti54Ni46合金的热循环行为 |
| 6.5.3 热循环对负热膨胀行为影响机理 |
| 6.6 本章小结 |
| 全文总结 |
| 参考文献 |
| 附录 |
| 附录1 理论旋转轴/角对及对应的马氏体变体对 |
| 附录2 向量坐标转换 |
| 附录3 晶向或晶面间夹角计算 |
| 博士学位期间取得的研究成果 |
| 致谢 |
| 附表 |
（10）合金结构钢（40CrNiMo）热变形行为及热处理工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 金属材料热变形行为的研究 |
| 1.1.1 金属材料热变形的研究方法 |
| 1.1.2 金属材料热变形的软化机制 |
| 1.1.3 金属材料热变形下组织的变化 |
| 1.1.4 金属材料变形抗力的数学模型 |
| 1.2 金属材料的热加工图模型发展及应用 |
| 1.2.1 热加工图模型的发展 |
| 1.2.2 加工图的应用 |
| 1.3 40CrNiMo的研究现状 |
| 1.3.1 常规热处理 |
| 1.3.2 表面热处理 |
| 1.3.3 形变热处理 |
| 1.3.4 40CrNiMo钢的合金化设计和析出相(夹杂物)研究 |
| 1.4 本研究的目的和内容 |
| 第2章 实验材料和方案 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 实验方案 |
| 2.2.1 实验技术路线 |
| 2.2.2 热压缩实验 |
| 2.2.3 形变及热处理实验 |
| 2.2.4 显微组织分析 |
| 2.2.5 力学性能测试 |
| 第3章 40CrNiMo钢的热变形行为 |
| 3.1 热变形参数对40CrNiMo钢变形抗力的影响 |
| 3.1.1 真应力-真应变曲线 |
| 3.1.2 变形温度对变形抗力的影响 |
| 3.1.3 应变速率对变形抗力的影响 |
| 3.2 40CrNiMo钢的热变形本构方程 |
| 3.2.1 恒定应变下热变形本构方程 |
| 3.2.2 应变补偿下的本构方程及其参数变化 |
| 3.2.3 应变补偿下本构方程的误差分析 |
| 3.3 热变形参数对40CrNiMo钢显微组织的影响 |
| 3.3.1 变形不均匀对40CrNiMo钢显微组织的影响 |
| 3.3.2 变形温度对40CrNiMo钢显微组织的影响 |
| 3.3.3 应变速率对40CrNiMo钢显微组织的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 40CrNiMo钢的热加工图 |
| 4.1 基于动态材料模型理论的加工图 |
| 4.1.1 功率耗散图 |
| 4.1.2 失稳判据 |
| 4.2 40CrNiMo钢热加工图的建立与分析 |
| 4.2.1 功率耗散等值图 |
| 4.2.2 基于Murthy失稳准则的热加工图 |
| 4.2.3 40CrNiMo钢热加工图与组织分析 |
| 4.3 本章小结 |
| 第5章 40CrNiMo钢的热处理工艺 |
| 5.1 40CrNiMo钢形变奥氏体连续冷却转变曲线(动态CTT) |
| 5.1.1 临界点测定 |
| 5.1.2 不同冷却速度对金相组织和硬度的影响 |
| 5.1.3 动态CCT图 |
| 5.2 模拟轧制工艺下40CrNiMo钢的组织与硬度 |
| 5.2.1 变形温度对组织和硬度的影响 |
| 5.2.2 变形程度对组织和硬度的影响 |
| 5.2.3 冷却速度对组织和硬度的影响 |
| 5.3 过冷奥氏体区变形淬火+热处理对钢组织与硬度的影响 |
| 5.3.1 回火温度对40CrNiMo钢组织与硬度的影响 |
| 5.3.2 回火时间对40CrNiMo钢组织与硬度的影响 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文 |
| 致谢 |
四、一种改进的测定马氏体惯析面的方法（论文参考文献）
- [1]一种改进的测定马氏体惯析面的方法[J]. 朱伟光,江伯鸿,徐祖耀. 电子显微学报, 1984(04)
- [2]一种改进的测定马氏体惯析面的方法[A]. 朱伟光,江伯鸿,徐祖耀. 第三次中国电子显微学会议论文摘要集（二）, 1983
- [3]CuAlMn形状记忆合金的晶体结构和阻尼性能研究[D]. 郑成琪. 江苏大学, 2011(10)
- [4]先进高强塑性Q-P-T钢增塑机制及其动态力学性能[D]. 王颖. 上海交通大学, 2013(07)
- [5]冷轧高强钢板带热处理过程板形变化规律研究[D]. 曹强. 北京科技大学, 2015(09)
- [6]2.25Cr-1.6W钢焊接接头蠕变损伤行为研究[D]. 徐孟嘉. 上海交通大学, 2016
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