一、12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究（论文文献综述）
东方锅炉厂中试室[1]（1976）在《12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究》文中进行了进一步梳理 12Cr1MoV 钢小口径管是我厂用于制造580℃以下工作的高压锅炉过热器材料,由有关钢厂按 YB529-70标准供货.从几年来的检验结果来看,供应的这些12Cr1MoV 钢小口径管的化学成分、机械性能及金相组织大都符合标准要求。但发现某钢厂供应的有十几批料(规格分别为
东方锅炉厂中试室[2]（1976）在《12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究》文中进行了进一步梳理 12Cr1MoV钢小口径管是我厂用于制造580℃以下工作的高压锅炉过热器材料,由有关钢厂按YB529-70标准供货。从几年来的检验结果来看,供应的这些12Cr1MoV钢小口径管的化学成分、机械性能及金相组织大都符合标准要求,但发现某钢厂供应的有十几批料(规格分别为φ42×5毫米,φ42×4.5毫米及φ42×
牛明安,张庆移,陶群,何新根,徐建销[3]（2005）在《9-12%Cr马氏体耐热钢的焊接生产经验》文中指出在大容量电站锅炉的制造和安装过程中,9-12%Cr马氏体耐热钢的应用范围不断扩大, 一般认为高铬马氏体耐热钢是比较难于焊接的耐热钢,焊接生产过程中,易发生焊接热影响区裂纹、焊道中心裂纹、焊缝中心裂纹、根部裂纹、焊接气孔、焊缝冲击韧度偏低及焊接接头蠕变断裂强度偏低等焊接质量问题。此外,异种钢和耐热钢焊接接头易发生碳迁移,发生焊条低匹配焊接冷裂纹,发生焊接接头脆化,以及发生高温长期运行早期失效等问题。本文总结了30多年来高铬马氏体耐热钢的焊接生产经验,提出了许多解决上述特殊焊接质量问题的新方法。
刘亚芬[4]（2010）在《超临界火力发电机组12Cr1MoV钢焊缝硬度超标原因分析》文中指出目前,600MW及以上的超临界火力发电机组锅炉水冷壁、前后包墙下集箱等部件多采用国产12Cr1MoV钢,在某660MW火力发电机组工程施工中,出现了集箱与小口径管排连接处焊缝热处理后硬度值超标准的问题。本文对焊缝硬度值超标的原因进行了分析,并从理论上阐述了硬度值超标对管接头综合性能所带来的危害。经研究分析并通过现场工艺试验找出了具体的解决方法,制定了切实可行的焊接工艺措施,有效地降低了焊缝硬度,经检验焊缝硬度值全部在标准规定的范围之内。
丛欣滋[5]（1982）在《马氏体热强钢与珠光体热强钢异种钢焊接接头的研究》文中进行了进一步梳理国外电站锅炉中奥氏体不锈钢与珠光体热强钢异种钢焊接接头长期运行后容易产生开裂的原因,据分析认为是:焊缝金属与基本金属之间线膨胀系数不同,在母材与焊缝的交界面上产生高的应力,在母材与焊缝交界面上产生应力氧化,在母材与焊缝交界面附近靠近低合金钢一边有一个窄的脱碳区,该脱碳区将产生加速蠕变。为解决这个问题,国外有的工厂采用过渡接头的方法,选择接头材料时使线膨胀系数阶梯过渡。F11钢与12CrlMoV钢的异种钢接头也存在奥氏体钢与珠光体钢异种钢接头类似的问题。国内生产的四台400吨/时锅炉8只再热器集箱三通16只F11钢与12CrlMoV钢的异种钢接头,运行一万小时左右均发生开裂。为解决这个问题,生产上采用含铬量阶梯过渡,即12crMoV-热337-热417-热507-热817-F11的办法。为验证这种过渡接头的可靠性和合理性,对这种形式的过渡接头进行了持久强度试验和金相观察。持久强度试验结果表明这种形式的过渡接头熔合线附近的持久强度是高的。
吴军[6]（2008）在《T92钢管焊接接头组织和性能研究》文中认为当今世界,电站机组向大容量、高蒸汽参数发展,它是提高燃料使用效率、降低二氧化碳排放的有效手段。机组运行高参数（尤其是蒸汽温度）运行,对电站锅炉用耐热钢提出了更高的要求。作为电站锅炉的过热器、再热器等高温部件用钢,TP304、TP347等奥氏体不锈钢表现出良好的高温强度。但不锈钢具有导热系数低、应力腐蚀敏感性高、热膨胀系数大等缺点,并不能很好的满足机组安全高效运行的要求。因此,开发用于超临界、超超临界电站锅炉用新型耐热钢,成为国际上制造高效洁净电力能源设备的关键技术之一。T92（9Cr0.5Mo1.8W-VNb）钢是在T91钢（9Cr1Mo-VNb）的基础上,通过减少Mo含量至0.5%、增加W含量至1.8%,并利用计算机控轧控冷技术（TMCP）制造的最新一代9%Cr铁素体耐热钢。适用于制作蒸汽温度在580～600℃之间、金属最高壁温在600-620℃的过热器、再热器等锅炉高温受热面部件,是新一代超临界/超超临界电站机组受热面管子的理想材料。我国目前正在建设和规划建设的超超临界（USC）机组有近50台,其容量为600MW和1000MW两个级别,蒸汽参数为:汽机主汽入口设计压力为25～26.5MPa,高于日本同类机组,主蒸汽/再热蒸汽温度为600/600℃,高于欧洲同类机组。在管道选材方面,目前世界上并无一台相同的机型可供借鉴。同时,我国对T92钢及其焊接的研究远远滞后于欧美和日本,技术资料数据几乎全部依赖国外,这在很大程度上制约了我国机组的设计、制造及安全运行。TMCP工艺生产的9-12Cr%铁素体耐热钢焊接及在役运行实践表明,焊接接头冲击韧性不足是这类钢焊接及运行中存在的主要问题。由于T92钢研制成功的时间较短,为满足超超临界机组发展的迫切需要,目前T92钢焊接研究主要集中在工程应用领域,焊接材料及焊接工艺的研究是以达到ASME标准对该类钢冲击韧性的最低要求为目标,对于焊接接头冲击韧性不足的深层次理论依据尚缺乏系统研究。弄清T92钢焊接接头脆化机制,对T92钢焊接材料研制、制定合理的焊接工艺及电站设备的安全运行具有重要的指导意义。本文较系统研究了T92钢母材的基本组织状态、焊接热影响区及焊缝金属组织转变特点,以深入探讨T92钢焊接接头的脆化原因,为焊接材料研究及制定合理焊接工艺提供理论依据,为我国超超临界机组的制造、安装和安全运行提供技术支持。本文分析了T92钢的微观组织结构。其显微组织由板条状回火马氏体、长薄片状的ε马氏体、少量的块状α′相、弥散分布的M23C6及MX化合物组成。板条状回火马氏体为体心立方结构的Fe-Cr固溶体相。W、Mo作为铁素体稳定化元素固溶于Fe-Cr相中起到固溶强化作用。在板条马氏体内部及边界上主要分布着棒状的富含Fe、Cr元素的M23C6型合金碳化物,和少量富V、Nb元素的点状MX型化合物;六方结构的ε马氏体分布在板条马氏体之间,其晶格常数为a=2.5588（?）,c=4.1237（?）,内部为孪晶亚结构。本文利用焊接热模拟方法,研究了焊接线能量对焊接热影响区组织和性能的影响。研究指出,热模拟峰值温度对热影响区组织性能影响很大,t8/5=10s时,当热模拟峰值温度低于T92钢的ACl线时,主要发生马氏体板条转变为块状铁素体的组织变化,焊接热影响区的微观硬度、冲击韧性接近母材。当热模拟峰值温度超过T92钢的ACl时,随峰值温度提高,在焊接热影响区出现的M-A组元,热影响区微观硬度提高,冲击韧性下降,Tmax=1350℃时冲击功下降至38J。粗晶区为热影响区冲击韧性最低的区域,远低于母材,是T92钢工程应用研究的重点。t8/5对焊接热影响区的组织和性能有重要影响,本文重点研究了t8/5对粗晶区组织和性能的影响。延长t8/5,焊接热影响区粗晶区的微观硬度呈先增加后减小、冲击功先减小后增大的趋势,减小焊接线能量可有效提高热影响区的冲击韧性。随t8/5不同,热模拟1350℃热影响区中的分布和形态不同,对其冲击韧性有很大影响,t8/5=7s时,M-A组元成弥散聚集状态分布,粗晶区冲击功为50J,t8/5=40s冲击功仅为14J,呈链状分布的M-A组元是造成粗晶区的冲击韧性严重不足的主要原因。对T92钢一次热循环粗晶区施以二次热循环,峰值温度位于ACl附近时,一次热循环粗晶区出现局部脆化现象。焊后热处理可显着提高焊接热影响区的冲击韧性。经760℃×60min热处理后,焊接热影响区中的M-A组元分解为α相和M23C6型合金碳化物,冲击韧性显着提高,由于粗晶区中存在更多连续分布的M23C6型合金碳化物,其冲击韧性低于其他区域的冲击韧性,并远低于母材。T92钢焊缝性能,尤其是焊条电弧焊焊缝性能的劣化,是T92钢焊接接头存在的严重问题。本文利用透射电子显微镜等研究了T92钢焊缝在不同的焊接方法及热处理规范下焊缝组织与冲击韧性关系。研究结果表明,焊态下,T92钢焊缝的冲击韧性远低于母材。TIG焊缝冲击韧性高于焊条电弧焊焊缝的冲击韧性。焊缝中的M-A组元是导致其冲击韧性不足的主要原因,减小焊接线能量可减少焊缝中M-A组元的数量,并改变M-A组元的分布状态,从而改善焊缝的冲击韧性。焊后热处理可显着提高焊缝的冲击韧性。M-A组元在焊后热处理过程中分解为α′和M23C6型碳化物,使焊缝的冲击韧性提高。经760℃×60min热处理后,TIG焊焊缝的冲击韧性可达到接近母材的水平,延长热处理时间焊缝冲击韧性有进一步提高的趋势。焊条电弧焊焊缝中的M-A组元分解后,形成条状碳化物分布在贝氏铁素体条之间,回火抗力更高,经760℃×120min热处理后,焊缝的冲击韧性显着提高,但呈链状分布的碳化物使得焊条电弧焊的冲击韧性仍然严重低于母材。本文根据工程应用的急需,用TIG焊和TIG焊打底焊条电弧焊盖面两种方式,对Φ48.2×7.5、Φ50.8×8.8两种规格的T92钢管进行了焊接工艺评定,焊接接头的力学性能及金相组织达到了《焊接工艺评定规程DL/T868-2004))标准的基本要求。结合焊接施工现场具体情况制定的焊接工艺在1000MW超超临界机组建设中得到应用,完成1662个T92焊口的焊接,取得了满意的效果。
杨祖生,蓬国渊[7]（2018）在《锅炉排气管座焊缝裂纹的原因分析》文中提出多型号锅炉主蒸汽对空排气管座焊缝,经过一段时间的运行后,在管座一侧焊缝焊趾处出现贯穿性的裂纹。通过金相组织分析、硬度测试实验,发现裂纹主要沿着粗晶区开裂没有在细晶区止裂,组织为铁素体和粒状的贝氏体且该裂纹是穿晶裂纹,裂纹形态符合冷裂纹特征。经过分析,此类裂纹主要是由氢、拘束力及焊接控制不当等引起的延迟裂纹。针该典型结构,对延迟裂纹控制提出了控制措施。
郑士华,李惠琳[8]（1994）在《12Cr1MoV锅炉钢管的质量问题》文中进行了进一步梳理该文系统地总结了１２Ｃｒ１ＭｏＶ锅炉用钢管在入厂验收中常见的质量问题，对成品管质量控制中的几个主要问题进行了分析，并提出了建议以保证产品质量．
胡技军[9]（2006）在《电站锅炉T91钢焊接温度场和应力场的数值模拟》文中提出本文基于ANSYS平台,分别对T91/12CrlMoV、T91/G102异种钢接头和T91/T91同种钢接头的焊接动态温度场和应力场进行了研究。针对接头的几何特点和焊接过程的加热特点建立有限元模型,选用高斯分布的热源模型,利用函数的功能实现热源的移动。采用非均匀网格划分,在分析过程中充分考虑了相变潜热以及材料热物理性能和力学性能随温度的变化,并对材料的高温性能参数进行了适当的选取和调整。利用生死单元技术实现了双道焊打底焊道与盖面焊道焊接动态过程的依次模拟。模拟中采用间接法顺序耦合分析焊接过程的热—应力效应。并针对计算中存在的材料非线性、几何非线性问题,选用双线性材料模式,并采用小时间计算步长来提高计算的收敛性能,同时采用完全牛顿-拉普森方法进行焊接应力场的求解。 研究内容包括:对三类接头焊接过程温度场的模拟,分析了焊接过程中温度场的变化规律:对焊接过程的应力场进行了热-力耦合分析:讨论了两类不同强度级别的耐热异种钢接头的焊材选择方案;分析了焊前预热温度和焊后去应力热处理对各类耐热钢接头焊后残余应力的影响:模拟了实际工作载荷作用下各类接头中的应力分布状况,讨论了应力分布对接头使用寿命的影响。 模拟结果表明:为减小焊接残余应力,T91/G102、T91/12CrlMoV两类异种钢接头焊接时选择H10Cr5Mo中强焊材为宜;焊前预热对降低T91钢小口径薄壁管接头焊接残余应力意义不大,但对于改善接头根部的微观组织与力学性能乃至降低冷裂纹倾向均会起到积极作用;焊后去应力热处理有助于降低接头中的焊接残余应力,延长接头的使用寿命,其中对T91同种钢接头去应力效果尤为显着;在锅炉内长期高温工作载荷作用下,异种钢焊接接头中会发生应力松弛,但在低强钢一侧焊接热影响区仍存在较高拉伸应力峰值,易导致该部位的早期断裂失效。 利用盲孔法之钻孔法对部分接头外表面的焊接残余应力状况进行了实测,验证了本文中模拟结果的可靠性及模拟方法的合理性。
吴非文[10]（1992）在《我国高压锅炉钢管的使用和国产化》文中研究说明叙述了高压锅炉钢管,其中包括蒸汽管道用的大口径高压锅炉钢管在我国的使用经验。我国高压锅炉钢管的使用可分为4个时期。在这4个时期中,有不同的高压锅炉钢种投入运行并积累了相应的运行经验。文中还叙述了保证高压锅炉钢管安全运行所需要的质量保证及它们在长期运行过程中的组织性质变化。作者根据自己多年来对高压锅炉钢管研究的经验,提出了加速大口径高压厚壁无缝钢管国产化进程的看法和建议。
二、12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究（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、12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究（论文提纲范文）
（4）超临界火力发电机组12Cr1MoV钢焊缝硬度超标原因分析（论文提纲范文）
| 1 12Cr1Mo V钢基本性能 |
| 2 12Cr1Mo V钢焊缝硬度值超标的危害及原因分析 |
| 3 焊接及热处理工艺控制措施 |
| 4 结论 |
（6）T92钢管焊接接头组织和性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 电站锅炉用铁素体耐热钢的发展历史 |
| 1.2.1 传统的耐热钢 |
| 1.2.2 新型铁素体耐热钢 |
| 1.3 铁素体耐热钢细晶强韧化研究 |
| 1.3.1 铁素体耐热钢的强化 |
| 1.3.2 铁素体耐热钢的强韧化 |
| 1.3.3 以T/P91为代表的耐热钢的强韧化 |
| 1.4 T92钢的研制、性能及应用 |
| 1.4.1 T92钢的研制 |
| 1.4.2 T92钢的性能 |
| 1.4.3 T92钢的应用现状 |
| 1.5 T92钢的焊接研究现状 |
| 1.5.1 焊接裂纹敏感性 |
| 1.5.2 焊缝的韧性 |
| 1.5.3 焊接热影响区的韧性 |
| 1.6 本文的研究目的和意义 |
| 1.6.1 T92钢焊接接头脆化的微观机理 |
| 1.6.2 T92钢焊接工艺研究 |
| 1.7 课题的主要研究内容 |
| 1.7.1 T92钢母材的微观组织结构研究 |
| 1.7.2 T92钢焊接热影响区组织与性能研究 |
| 1.7.3 T92钢焊缝组织与性能 |
| 1.7.4 T92钢的焊接工艺研究 |
| 1.7.5 T92钢的活性氩弧焊 |
| 第2章 试验材料及试验方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 试验用T92钢管 |
| 2.1.2 试验用焊接材料 |
| 2.1.3 活性氩弧焊用活性剂粉末 |
| 2.2 试验方法 |
| 2.2.1 焊接热模拟试验 |
| 2.2.2 T92焊缝金属的组织及性能试验 |
| 2.2.3 T92钢活性氩弧焊试验 |
| 2.2.4 组织及性能试验 |
| 第3章 T92钢的微观组织结构 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 T92钢中主要合金元素的合金化作用 |
| 3.3 T92钢的微观组织特征 |
| 3.4 小结 |
| 第4章 T92钢焊接热影响区的组织和性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 T92钢焊接热影响区热模拟试验设计 |
| 4.2.1 热模拟试验参数选择 |
| 4.2.2 焊接热循环曲线设计 |
| 4.3 T92钢焊接热影响区的冲击韧性 |
| 4.3.1 单次热循环试验 |
| 4.3.2 两次热循环试验 |
| 4.3.3 T92钢微观硬度和冲击韧性的关系 |
| 4.4 T92钢焊接热影响区的显微组织特征 |
| 4.4.1 T92钢焊接热影响区特征区划分 |
| 4.4.2 不同热循环峰值温度下焊接热影响区的组织演化 |
| 4.4.3 T92钢热影响区粗晶区显微组织 |
| 4.5 T92钢热影响区的脆化机制及控制 |
| 4.5.1 冲击断口启裂区特征与韧性的关系 |
| 4.5.2 T92钢焊接热影响区中M-A组元脆化 |
| 4.5.3 焊后热处理对焊接热影响区冲击韧性的影响 |
| 4.6 小结 |
| 第5章 T92钢焊缝的组织和性能 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 T92钢焊缝金属的冲击韧性 |
| 5.3 T92钢焊缝的显微组织 |
| 5.4 T92钢焊缝的精细显微组织 |
| 5.5 T92钢焊缝冲击韧性的影响因素及控制 |
| 5.5.1 焊接方法对焊缝冲击韧性的影响 |
| 5.5.2 焊后热处理对焊缝冲击韧性的影响 |
| 5.5.3 T92钢焊缝的脆化控制 |
| 5.6 小结 |
| 第6章 T92钢的焊接工艺研究及应用 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 T92钢焊接及焊后热处理参数选择 |
| 6.2.1 焊接方法 |
| 6.2.2 焊接线能量 |
| 6.2.3 焊后热处理 |
| 6.3 T92焊接接头的性能 |
| 6.3.1 拉伸性能试验 |
| 6.3.2 弯曲性能试验 |
| 6.3.3 硬度试验 |
| 6.3.4 冲击性能试验 |
| 6.3.5 焊接接头的显微组织 |
| 6.4 T92钢焊接工艺的应用 |
| 6.5 T92钢活性氩弧焊 |
| 6.5.1 活性剂对T92钢焊接熔深的影响 |
| 6.5.2 T92钢A-TIG焊缝的微观组织及力学性能 |
| 6.6 小结 |
| 第7章 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录1:攻读博士学位期间发表的相关论文 |
| 学位论文评阅及答辩情况表 |
| 附录2:English Paper |
（7）锅炉排气管座焊缝裂纹的原因分析（论文提纲范文）
| 1 锅炉排气管构造特征分析 |
| 3 排气管材料分析 |
| 3.1 排气管母管 |
| 3.2 排气管支管 |
| 4 排气管的制作工艺 |
| 4.1 综合工艺 |
| 4.2 焊接工艺 |
| 4.3 焊接控制要求 |
| 4.3.1 焊接坡口形式 |
| 4.3.2 焊接质量要求 |
| 4.4 焊后热处理工艺 |
| 4.5 钢的焊接性分析 |
| 4.6 宏观裂纹 |
| 4.6.1 裂纹出现交叉走向 |
| 4.6.2 冷裂纹淬硬倾向的分析 |
| 5 结论 |
（9）电站锅炉T91钢焊接温度场和应力场的数值模拟（论文提纲范文）
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题产生背景 |
| 1.2 T91钢的特点 |
| 1.3 焊接数值模拟的概述 |
| 1.4 焊接数值模拟的研究发展 |
| 1.4.1 温度场模拟 |
| 1.4.2 应力场模拟 |
| 1.4.3 当前的研究重点 |
| 1.4.4 未来的发展趋势 |
| 1.5 课题的主要研究内容 |
| 第二章 有限元模型的建立 |
| 2.1 ANSYS软件简介 |
| 2.2 定义单元类型 |
| 2.3 定义材料属性 |
| 2.4 建立几何模型 |
| 2.5 网格划分 |
| 2.6 生死单元 |
| 2.7 本章小结 |
| 第三章 焊接温度场的计算 |
| 3.1 焊接温度场的基本理论 |
| 3.2 热源模型 |
| 3.3 潜热的处理 |
| 3.4 施加载荷 |
| 3.4.1 生热率 |
| 3.4.2 对流系数 |
| 3.5 求解措施 |
| 3.5.1 普通选项 |
| 3.5.2 非线性选项 |
| 3.5.3 输出控制 |
| 3.6 焊接温度场的计算结果 |
| 3.6.1 温度场总体分布状况 |
| 3.6.2 焊接热循环曲线 |
| 3.7 本章小结 |
| 第四章 焊接应力场的计算方法 |
| 4.1 焊接应力场的基本理论 |
| 4.2 耦合场分析 |
| 4.3 非线性问题 |
| 4.3.1 非线性的类型 |
| 4.3.2 非线性的处理 |
| 4.4 管道环焊缝接头残余应力分布的形成机理与特征 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 焊接残余应力场的计算结果与分析 |
| 5.1 异种钢接头三种焊材选用方案的对比性研究 |
| 5.2 焊前不同预热温度对残余应力场分布状况的影响 |
| 5.3 焊后去应力热处理过程的数值模拟 |
| 5.4 工作载荷作用下的接头应力状况 |
| 5.5 T91/T91、T91/G102和G102/G102接头不同状态下的应力比较 |
| 5.6 本章小结 |
| 第六章 焊接残余应力场的测试验证 |
| 6.1 试验测量方法 |
| 6.1.1 测试原理 |
| 6.1.2 测试仪器及试件 |
| 6.1.3 试验测量过程 |
| 6.2 模拟计算结果与试验测量结果的比较与分析 |
| 第七章 结论 |
| 参考文献 |
| 硕士期间发表的论文 |
四、12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究（论文参考文献）
- [1]12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究[J]. 东方锅炉厂中试室. 理化检验.物理分册, 1976(01)
- [2]12Cr1MoV钢小口径管的马氏体研究[J]. 东方锅炉厂中试室. 理化检验通讯(物理分册), 1976(01)
- [3]9-12%Cr马氏体耐热钢的焊接生产经验[A]. 牛明安,张庆移,陶群,何新根,徐建销. Proceedings of International Forum on Welding Technology in Energy Engineering, 2005
- [4]超临界火力发电机组12Cr1MoV钢焊缝硬度超标原因分析[J]. 刘亚芬. 焊接技术, 2010(11)
- [5]马氏体热强钢与珠光体热强钢异种钢焊接接头的研究[J]. 丛欣滋. 锅炉技术, 1982(09)
- [6]T92钢管焊接接头组织和性能研究[D]. 吴军. 山东大学, 2008(12)
- [7]锅炉排气管座焊缝裂纹的原因分析[J]. 杨祖生,蓬国渊. 机械, 2018(S2)
- [8]12Cr1MoV锅炉钢管的质量问题[J]. 郑士华,李惠琳. 发电设备, 1994(Z3)
- [9]电站锅炉T91钢焊接温度场和应力场的数值模拟[D]. 胡技军. 合肥工业大学, 2006(08)
- [10]我国高压锅炉钢管的使用和国产化[J]. 吴非文. 热力发电, 1992(01)