一、船用高强度铜-镍合金（论文文献综述）
张赪栋,刘斌,石泽耀,刘岩,曹青敏,蹇冬辉[1]（2022）在《镍铝青铜合金海水腐蚀行为研究进展》文中进行了进一步梳理如何提高镍铝青铜的综合性能,尤其是在更苛刻海水环境条件下的耐腐蚀性能,成为亟待解决的问题。本文针对镍铝青铜合金的腐蚀特点、影响因素、提高耐蚀性的方法等进行了系统讨论,分析了存在的问题,提出了相应的解决途径,并对其未来的研究发展方向进行了展望。
金城焱,杜兴蒿,闫霏,史传鑫,盖业辉,黄志青,李万鹏,武保林,段国升,王大鹏[2]（2021）在《铜镍合金的强韧化行为及其微观机制的研究进展》文中进行了进一步梳理近年来,高性能铜镍合金因其具有优异的性能成为了研究热点。本文综述了一些高强韧铜镍合金的研究进展,重点对该系列铜镍合金的强韧化行为及其微观机制进行了讨论与分析。最后给出了高强韧铜镍合金特别是多主元高强铜镍合金的发展趋势。
李宏亮[3]（2021）在《DH36高强度船板钢全流程工艺优化和腐蚀防护的基础研究》文中进行了进一步梳理近年来我国造船业迅速发展,对高端船板钢的需求与日俱增,船舶的大型化、高速化对船舶结构材料的要求也越来越高,要求同时具有高强度、良好低温冲击韧性、焊接性能以及防腐蚀性能的船体用结构钢。本文针对国内某企业DH36高强度船板钢出口检测时冲击性能达不到船级社标准,部分炉次的常温冲击功从89.5-209J之间波动,其他力学性能也不稳定的实际生产问题,结合团队前期对DH36力学性能与其中元素波动的数学模型的研究,在对钢坯内在质量和微观、宏观缺陷进行调研的基础上,利用冶金物理化学原理和金属学方法对冶金全流程进行系统分析研究,在满足国标的情况下对DH36化学成分、炼钢工艺、热轧工艺进行了全流程优化,获得了工艺稳定、性能优良的DH36产品;在低S、P含量（0.018-0.020%）范围对DH36船板钢的防海水腐蚀机理及超疏水锌镍合金镀层进行了研究,论文完成的主要研究工作如下:（1）通过金相及夹杂物分析、断口分析、扫描电镜等方法,结合生产工艺,分析了 DH36高强度船板钢冲击性能不合及大幅波动的原因,发现钢中夹杂物特别是硫化物夹杂是引起内部缺陷的主要诱因之一。在钢板中心产生的宽大贝氏体、马氏体、珠光体带状组织中发现C、Mn元素的富集、成分偏析产生的心部异常组织及条状MnS、氮化物等夹杂,它们与钢基体的界面成为裂纹源,在轧后冷却或矫直过程张应力作用下使钢板内部产生裂纹。结合本研究团队前期对大数据下得到的DH36中S、P和常规元素与冲击韧性等力学性能的数学模型,确定了高性能的DH36必须在LF精炼中将S含量脱到极低,而全流程P控制在0.018-0.020%,可以获得冲击韧性的极大值,并可大幅度降低C、Si、Mn、Al等元素的波动对冲击韧性等力学性能的影响。通过对改善炼钢工艺后得到的S含量0.0030-0.0060%的钢坯的研究发现,硫化锰的析出温度及硫化物、氮化物等夹杂物大小对冲击性能有较大影响,即使是尺寸较小的硫化锰夹杂也影响钢板内部组织的连续性,裂纹源容易在夹杂物的位置产生,在受外力冲击时微裂纹的扩大使钢的冲击性能降低。MnS在奥氏体固相区析出,S含量越低,MnS在奥氏体区析出温度越低,尺寸越小;研究发现高性能DH36化学成分优化原则为:低C、中Mn,Nb、V微合金化,控制Al、V含量在低限,控制超低含量的S及0.018-0.020%的P;连铸优化后的参数为:拉速0.95m/min、比水量0.5L/kg、过热度25℃。通过转炉、LF精炼及连铸全流程参数优化后,得到的DH36铸坯中心偏析明显降低、钢板带状组织所产生的裂纹消失,冲击性能和焊接性能显着提高,波动范围大大减小。（2）在Gleeble-1500热模拟试验机上测试了炼钢流程优化后获得的性能优良的DH36高强度船板钢的连续冷却转变曲线（CCT曲线）,对不同变形量及变形温度条件下单道次轧制后奥氏体再结晶百分比进行了测定,结合控轧控冷,得到的最佳终轧温度为800-820℃、冷却速度为5-7℃/s、终冷温度为690-710℃,钢板低温冲击韧性稳定提高,不仅达到了船级社标准,而且-40℃和-60℃的低温韧性远高于标准值。厚度30mm的DH36船板钢,在焊接热输入分别为15kJ/cm和50kJ/cm情况下,探伤结果都为1级,焊缝对接接头拉伸、弯曲冲击性能以及硬度试验通过了船舶材料验证要求,解决了焊接性能不稳定的问题。（3）根据离子-分子共存理论（IMCT）建立了转炉冶炼DH36船板钢CaO-SiO2-MgO-FeO-Fe2O3-MnO-Al2O3-P2O5-TiO2 九元渣系与钢液间磷分配比LP预报模型,在生产企业获取转炉冶炼DH36船板钢冶炼末期渣-钢成分的实际生产数据,验证了磷分配比预测模型用于冶炼DH36在控制磷含量的准确性。利用热力学理论证实了脱磷模型中关键参数NFtO的表征方程必须用“全氧法”,生产现场取得的数据也证实了理论表征方程的准确性,有力支撑了氧化脱磷模型的实施。由热力学模型得到的[%P]与lgLP,measured的关系,获取[%P]在0.018-0.020浓度区间所对应的DH36在转炉冶炼末期的1gLP为3.86-4.07,冶炼温度为T=1617-1634℃,相对应的终点渣的特性及成分范围为:二元碱度R2=2.5-3.5,（%MgO）=8-11.6,（%FeO）=11.9-13.8,（%Fe2O3）、（%MnO）、（%Al2O3）的成分对P的分配比影响不大。研究还发现渣中（%TiO2）含量小于1.0%时对lgLP影响不大,但在1.0-1.3%时,lg LP波动较大,其机理尚需进一步研究。利用IMCT理论建立了 DH36船板钢LF炉SiO2-Al2O3-CaO-MgO-MnO-TiO2-FeO七元渣系精炼脱硫的热力学模型,用30组工业数据验证表明,理论预测结果与实测数据吻合良好。研究发现,LS,Mgs对硫总分配比Ls的贡献很少,可以忽略不计;渣中MnO、TiO2含量以及精炼温度对硫分配比的影响不大。对硫的分配比影响最大的是炉渣碱度和钢液中氧含量[%O]（或炉渣中（%FeO）含量）,当炉渣碱度由2增加到6时,硫的分配比增加10倍;钢液中氧含量低于50ppm或精炼渣中（%FeO）<1时,硫分配比急剧增加。（4）模拟海水成分对所冶炼的低S、控P的DH36船板钢的腐蚀行为进行了研究,电化学极化曲线和阻抗谱（EIS）的结果表明,P含量控制在0.018-0.020%、S 含量分别为 0.0030%、0.0050%和 0.0060%的钢中,更低的0.0030%硫的DH36钢的耐蚀性最好,扫描电镜对试样的腐蚀形貌分析表明,钢表面为均匀腐蚀,引起腐蚀的主要因素仍然是低硫状态下形成的少量的MnS夹杂与周围铁基体形成的腐蚀微电池引起的,说明低S船板钢依然不能阻止海水的侵蚀,这就需要对船板钢的防腐方法进一步研究。（5）利用电化学沉积方法制备的锌镍合金镀层对DH36船板钢的腐蚀保护机制进行了探索性研究。发现在-0.8V和-1.0V较低电位下沉积,析出电势较高的镍离子优先析出,锌镍电沉积过程属于正常共沉积,沉积速度较慢,锌镍沉积层无法覆盖整个表面;在-1.2V较高电位沉积时,标准电极电势较低的锌快速析出,镍的沉积受到抑制,形成Zn（OH）2胶体膜,产生速度较快的异常共沉积,并形成致密的锌镍合金镀层,使得DH36的耐蚀性大幅提高;但在大于-1.4V更高电位下沉积时,也属于异常共沉积,形成较大沉积颗粒及较大孔洞,使得镀层的耐蚀性下降。（6）为了获得超级耐蚀船板钢,利用电沉积方法在DH36船板钢表面制备了微纳米结构的超疏水锌镍合金镀层,研究了电化学沉积时间对沉积层形貌、化学成分、晶体结构和润湿性的影响。经PFTEOS改性处理,发现沉积时间为3000s时,DH36表面形成了微纳米分层结构的锌镍合金镀层,其润湿性能从超亲水转变为超疏水,静态水接触角超过160°。在3.5%NaCl溶液中的极化曲线测试结果表明,所制备的超疏水锌镍合金镀层的耐蚀性相比于没有涂层的0.0030%低硫DH36船板钢提高32倍左右。这个研究为未来系统解决高端船板在海水中腐蚀问题带来了新的希望。
高鑫[4]（2021）在《高纯C71500铜镍合金管材塑性成形和耐蚀性研究》文中研究说明铜镍合金管作为主要的海洋工程用冷凝管品种,其被广泛应用于海水淡化、海洋采油平台、海水发电和远洋船舶等众多领域。我国目前生产的铜镍合金存在着强度低、塑性差、尺寸偏差大、耐蚀性不好等缺点,导致高端换热器不能满足国产化要求,严重制约了我国深水核动力舰船和探测器的发展。鉴于铜镍合金管材的性能受成分、热加工、冷加工影响较大,本文在明确了硫元素对铜镍合金热加工、冷加工变形过程影响的基础上,采用脱硫、降碳、控氧的技术,制备出了硫含量小于3ppm、碳和氧含量小于10 ppm的高纯铜镍合金,通过热变形行为的研究降低了管坯的尺寸偏差,通过冷变形行为和热处理技术的研究获得了高比例特殊晶界管材,通过高浓度S2-污染海水腐蚀机理研究分析了铜镍合金管材在特定应用环境下腐蚀失效的原因。相应研究结果如下:通过热压缩试验和高温拉伸试验研究了 6种不同硫含量成分铜镍合金的热变形过程,发现硫的加入会增大热加工图失稳区的面积,不利于材料的热变形,容易引起失稳和坍塌,降低材料的塑性。硫化物夹杂以（Mn,Fe,Ni）S或（Mn,Ni）S形式存在于基体中,虽然该夹杂物具有一定的高温塑性,但其塑性不及合金基体,易形成应力集中和裂纹。铜镍合金热变形断裂主要为沿晶断裂,垂直于拉应力方向的晶界三叉戟区最容易产生微孔,大量微孔聚集会形成大的孔洞,并在随后的拉伸过程中继续变形,直至试样断裂。通过研究高纯铜镍合金热变形组织转变,发现在低温高应变速率条件下主要以亚晶迁移机制的连续动态再结晶（CDRX）为主。随着变形时间的延长,再结晶形核机制由亚晶迁移机制向应变诱导晶界运动（SIBM）机制转变。在低温低应变速率下,再结晶晶粒以孪晶动态再结晶（TDRX）机制生长,而在高温和高应变率下以不连续的动态再结晶（DDRX）的方式生长。当lnZ≤33.03时,C71500铜镍合金的动态再结晶就会发生。在1098～1156 K温度范围、2.91～10 s-1应变率范围内或者1171～1273 K温度范围、0.01～0.33 s-1应变率范围内,DRV和DRX后晶粒均匀的稳定区域是C71500铜镍合金适宜的加工窗口。通过“锻造+热穿孔”工艺的试验,将原挤压管坯的偏心量由±1 mm降低到±0.3 mm,获得了高精度的热成形管坯。采用不同硫含量铜镍合金的拉伸试验对冷加工变形过程进行模拟,发现铜镍合金中加入硫元素后,会严重破坏材料的塑性。塑性降低的原因是硫形成了化合物（Mn,Fe,Ni）S,该夹杂物在室温下没有塑性,破碎后形成微孔,引起应力集中和应力不均,导致材料塑性降低。通过研究铜镍合金不同减壁量和不同变形量条件下冷轧管材的组织、织构和机械性能的变化过程,发现与轧制板材和拉拔丝材不同,冷轧铜镍合金管材中的织构中出现了 RZ{111}<112>型织构,其织构以 R-Cube<110>型织构、R-Brass {111}<110>型织构、RZ {111}<112>型织构、Roll {112}<110>织构相互之间的转化为主,在晶粒内部Cube {100}<100>型织构和Brass {110}<112>型织构取向差变化最大。在对高纯铜镍合金不同温度和时间下的退火研究发现,冷轧变形量9.57%的铜镍合金管材的应变诱导晶界迁移起始温度为775℃,在800℃以下退火发生静态回复,在825℃时转变为静态再结晶。冷轧变形量70.55%的铜镍合金管材与9.57%变形量管材退火过程完全不同,在800℃退火条件下以静态再结晶过程为主。低∑nCSL晶界比例可以通过Copper {112}<111>型织构的数量反映出来。结果证明,采用70.55%变形量+800℃退火保温20min+9.57%变形量+800℃退火保温15 min的工艺,可以获得低∑nCSL晶界高达78.00%的铜镍合金管材。通过晶界和晶粒尺寸的控制,不同硫含量的铜镍合金管材均可达到400 MPa,高纯铜镍合金管材的断后伸长率达到了 55%,比国家标准要求高了25%。采用动电位极化曲线,电化学阻抗,结合浸泡试验,SEM,EDS,XPS,XRD等表面分析手段研究了铜镍合金管材在高浓度S2-污染海水环境中的腐蚀行为,铜镍合金在高浓度S2-污染海水的自腐蚀电位相对于未污染海水降幅达到了650 mV,腐蚀过程为活化极化,表现为高浓度S2-易形成Cu2S、Ni2S和FeS的疏松腐蚀产物层,导致Fe和Ni加速溶解,随着腐蚀过程的进行,扩散氧在Cu2O沉淀层形成MnO和NiO,使得腐蚀产物层变得致密,表现为腐蚀产物膜电阻随着浸泡时间的延长而增大并趋于稳定,从而减缓了腐蚀过程,为船舶长时间靠岸停泊后冷却设备失效的原因提供了参考依据。
张明强[5]（2021）在《激光辅助复合镀镍对铜镍合金耐腐蚀性影响研究》文中提出固体材料表面微观粗糙结构对自身润湿性有着重要影响,其中难润湿的疏水表面具有天然阻碍固液两相相接触的能力,这对材料的耐腐蚀性能提升具有积极作用。通过采用激光与电刷镀工艺方法相结合,在B10铜镍合金上制备出不同形貌的粗糙表面,发现使用激光加工工艺处理后,在焦点光斑扫描路径边缘位置处会产生凸起肋状纹理结构,使用电刷镀加工工艺处理后,在激光加工凸起肋状纹理结构上生长出菜花状镍团,镍团成簇出现并且随着凸起肋状纹理结构延伸进行规律排列,形成具有微米尺寸粗糙结构的“激光辅助镀镍表面”。将纳米二氧化硅不溶性微粒分散在电刷镀镀液中,配制成不同浓度的复合镀镀液,重复进行上述激光加工工艺与电刷镀加工工艺,制备“激光辅助复合镀镍表面”。为探究所制备表面的耐腐蚀性变化规律,对不同加工工艺方式的铜镍合金进行了润湿性测试与电化学测试。结果表明,激光辅助复合镀镍对铜镍合金的耐腐蚀性提升具有积极影响,当处于大气环境下,复合镀层能够发挥其表面疏水性能,让腐蚀溶液流动滚落脱离不沾,从而降低材料发生腐蚀的可能性;长期浸没静置于含盐的水介质环境下时,与铜镍合金基体相比,复合镀层电位相对较低,具有优先腐蚀倾向,成为牺牲阳极进而保护基体材料。并且由于镀层镍金属易于发生钝化作用,其阻抗更大、腐蚀电流密度更小,可形成大阳极小阴极的镀层保护体系,腐蚀速率比铜镍合金基材更加缓慢。此研究对服役在干湿条件存在变化场所处的金属耐腐蚀性提高具有一定指导意义。
吴华峰[6]（2020）在《双相不锈钢螺旋桨热冲压成形关键工艺试验与力学性能》文中研究表明高强度双相不锈钢超低C和高Cr、Mo及N的成分设计,使得高强度双相不锈钢具有很好的强度、韧性好和焊接性能,特别是高强度双相不锈钢超低C和高Cr、Mo及N的成分设计,使双相不锈钢具有优良的耐腐蚀性,其在抗氯化物的侵蚀方面有很好的效果,因此适合在富含氯离子的介质以及某些酸介质中使用,故其在船舶工程（各类船舶部件制造如快艇螺旋桨）、海洋工程（船舶海水淡化装置、船用海水热交换器、海水冷却器管束、海洋平台、深海油田）等特殊苛刻的腐蚀环境中得到广泛的应用。螺旋桨作为船舶的推进器,是船舶制造的关键部件。传统螺旋桨所使用的材料经历了铸铁、铸钢、铜合金等几个发展阶段。但随着航海和船舶工业的发展,特别是高速航行的需求和海洋环境的变化,铜合金或铜镍合金螺桨旋的不足开始不断显现,逐渐不能满足现代船舶对螺旋桨的要求。因此,高强度双相不锈钢所具有的优良特性,使得高强度双相不锈钢成为船舶螺旋桨制造的优选材料。由于高强度双相不锈钢为奥氏体（γ相）和铁素体（δ相）两相混合组织的钢种,高强度双相不锈钢的双相混合组织导致其屈服强度是奥氏体不锈钢的2倍以上,成为一种成形缺陷多、成形难的材料。热冲压成形技术作为一项国际科技界公认的尖端科技,其在高强度金属材料热冲压成形方面显示出的巨大优势,能较好的解决了高强度双相不锈钢成形难等问题,在高强度双相不锈钢螺旋桨的成形中显示出显着的优越性。本文以SAF2507高强度双相不锈钢（SAF2507 DSS）为研究对象,通过对SAF2507 DSS螺旋桨叶片热冲压关键工艺和工艺参数的试验研究,从热冲压成形SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样析出相类型、析出规律及析出量变化的角度,讨论不同工艺参数、热冲压成形后SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样微观结构中的析出相类型、析出规律及析出量变化对材料力学性能的影响,建立析出相类型、析出规律及析出量变化与材料力学性能间的关系。本文主要研究结果如下:（1）热冲压成形温度在650℃-1050℃之间,SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样热冲压成形中析出相以χ相和σ相为主。当热冲压成形温度<750℃时,析出相以χ相为主,σ相析出很少;当热冲压成形温度≥850℃时,析出相以σ相为主,此时χ相饱和并向σ相转化;当热冲压成形温度为950℃时,χ相转化完成,析出的σ相达到峰值;当热冲压成形温度950℃-1050℃时,析出的σ相随热冲压成形温度的上升逐步减少;当热冲压成形温度≥1050℃时,基本未发现还有σ相析出。热冲压成形温度<750℃时,析出的χ相主要在α/α晶界形核析出,呈弥散状态分布,析出的χ相含量随热冲压成形温度的上升呈先上升后下降规律变化。热冲压成形温度≥850℃时,析出的σ相主要在α/γ相界析出,呈细小颗粒或短棒状,并与γ2呈共析状态。在同一热冲压成形温度（如950℃）下,随着保温时间的延长,析出的σ相数量显着增多、尺寸明显增大、σ相变得更加粗大。SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样热冲压成形后冷却速率越大,析出的σ相数量就越少;反之,冷却速率越小,析出的σ相数量就越多。当SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样热冲压成形温度为950℃时,不产生σ相析出的临界冷却速度为1000℃/min。（2）JMat Pro软件模拟的模拟计算结果与热冲压成形SAF2507 DSS螺旋桨叶片时不同温度和不同冷却速度下微观结构变化的试验结果基本相符,较好的验证了本课题试验的客观性。（3）SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样的热冲压成形温度在650℃-1050℃间,在析出的χ相、σ相和δ相,γ相等的影响下,SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样的抗拉强度随χ相、σ相和δ相,γ相等的变化,呈缓慢上升——急剧上升——急剧下降规律变化,SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样的硬度与抗拉强度呈正比关系,SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样的延展性和冲击功与抗拉强度呈反比关系。（4）从SAF2507 DSS螺旋桨叶片试样的热冲压成形温度在650℃、950℃、1050℃间,分别保温5min、10min、15min,随着保温时间的延长,析出相有着更加充裕的孕育时间,析出的析出相就越多。SAF2507 DSS在析出的χ相、σ相和δ相、γ相等的作用下,SAF2507 DSS的抗拉强度和硬度随保温时间的延长而增加,延伸率和抗冲击性随保温时间的延长而减小,说明不论保温时间多少,SAF2507 DSS螺旋桨叶片力学性能变化规律仍与析出的相的类型、析出规律和析出量密切相关。（5）针对SAF2507 DSS螺旋桨的制造,当热冲压成形温度为950℃,保温时间为15min,冷却速度为小于10-100℃/min时,χ相转化完成,析出的σ相达到峰值,力学性能出现拐点,螺旋桨的综合力学性能最佳。此时,最大的抗拉强度为1035.7MPa、最高的硬度为38.2HRC、最小的延伸率为18.3%、最低的冲击性能为17J。
汤世云,刘金刚,韦生,姬锐,颜勋,任凯[7]（2019）在《不同壁厚UNS C70600铜镍合金管的焊接工艺研究》文中研究指明为了保证UNS C70600铜镍合金管焊接接头的焊接质量,从焊材选择、焊前准备工作和焊接工艺的设计出发,采用GTAW焊接方法对两种不同壁厚的UNS C70600铜镍合金管进行全位置焊接,严格控制焊接过程,重视操作注意事项,验证焊接接头的焊接质量及力学性能。试验结果表明:厚度大的管子需要的热输入较大,厚度小的管子需要的热输入较小;UNSC70600铜镍合金管在此焊接工艺下,获得的焊接接头未出现焊接裂纹、气孔、未熔合、内凹、焊缝金属氧化等焊接缺陷,接头形貌完好;焊接接头力学性能均满足相关标准的验收要求,具有良好的强度及塑韧性。
孙军伟[8]（2019）在《稀土元素Ce对CuNi10Fe1.5Mn合金组织和性能的影响研究》文中研究指明以CuNi10Fe1.5Mn（CNS C70600）合金为代表的耐蚀铁白铜主要应用在海水管道、冷凝器、热交换器等对耐蚀性要求较高的腐蚀敏感部位。近年来,人们针对耐蚀铁白铜做了大量的研究,针对合金的腐蚀失效采用了多种措施（如表面钝化处理、缓蚀剂等）,但受工况条件限制,某些关键部位腐蚀失效问题依然严峻,而合金化方法是优化合金综合性能的最直接有效的途径。本文采用了盐雾腐蚀实验、电化学测试、结合力学性能测试、金相观察等方法,对冷变形状态和退火状态的CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的显微组织和力学性能变化进行了分析,研究了冷变形状态和退火状态的CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金在3.5 wt.%NaCl中性溶液中的腐蚀行为,主要有如下结论:（1）750℃×25min退火条件下,CuNi10Fe1.5Mn合金的再结晶程度随Ce含量（实验范围内）的增加而逐渐降低;（2）Ce的添加使CuNi10Fe1.5Mn合金的塑性有所降低,冷变形状态的合金塑性受Ce含量的影响较退火态合金的大;（3）稀土Ce的添加使CuNi10Fe1.5Mn合金的开路电位降低,并且退火状态的合金开路电位降低更为明显;（4）浸泡初期,添加稀土Ce的冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn合金耐腐蚀性能有所提高,但若进行长期腐蚀,Ce改善合金耐腐蚀性能的作用将弱化;（5）CuNi10Fe1.5Mn-xCe无论是冷变形状态还是退火状态,其腐蚀产物经EDS分析后发现成分相似,主要有较为蓬松的外层膜以及较为致密的内层膜组成,外层膜主要含有O、Cl、Cu三种元素,而内层除了含有以上三种元素外还有Ni、Fe、Mn元素存在,但均没有检测到Ce元素;（6）浸泡25天后,Ce含量为0时,不论是冷变形态还是退火态,合金的腐蚀程度均较添加稀土Ce的合金严重,此外,经退火处理后,合金的腐蚀程度有所降低。
管鹭伟[9]（2019）在《光学微结构阵列模具线切割加工与模压工艺实验研究》文中进行了进一步梳理近年来,微阵列透镜因其具有高像质、大视场、高均匀性和轻量化等优点,现已成为摄像镜头、光通信、红外探测、智能制导等系统中最引人注目的核心器件。目前,光学玻璃模压成形技术是获得高精度、大批量、低成本微阵列透镜最为有效加工方法。但是在微阵列透镜光学模压成形过程中,微结构阵列模具的加工质量对微阵列透镜产品的性能和成本起着关键性作用。传统的模具冷加工技术难以加工出单元尺寸小、数量多、深宽比大、具有微细尖端的微结构阵列模具。本文应用慢走丝线切割加工工艺,在C71500铜镍合金上加工出微金字塔阵列结构,获得高精度玻璃模压用模具,并利用自主研发的微金字塔阵列模具进行模压实验来验证模具的加工质量及成形性能。本文的主要研究内容包括以下三个方面:（1）分析了电火花线切割工艺参数对工件加工精度和表面质量的影响。确定微金字塔阵列模具尖点表面粗糙度和圆弧半径作为试验的工艺指标,选取脉冲宽度、脉冲间隙、走丝速度、峰值电流作为影响因素。采用单因素试验法、拐角加工技术、多次切割成形法作为试验方法,研究精密线切割加工参数对微金字塔阵列尖点表面粗糙度和圆弧半径的影响规律。（2）对影响微金字塔阵列模具尖点表面粗糙度和圆弧半径的工艺参数进行了实验分析,并对微金字塔阵列模具结构的不均一性现象进行研究,优化慢走丝线切割加工工艺参数,提高微金字塔阵列模具表面质量及加工精度。结果表明:加工后尖点表面粗糙度随脉冲宽度的降低而减小,随脉冲间隙的增大呈先减小后增大的趋势,随走丝速度的增大而减小。尖点圆弧半径随脉冲宽度的降低而减小,随脉冲间隙及走丝速度的增大而减小。经过综合优化,当脉冲宽度为6μs,脉冲间隔为14μs,走丝速度为6m/s,峰值电流为8A时,可加工出尖点表面粗糙度为Ra9nm、顶角范围60.53°-60.74°、尖点圆弧半径5.41μm、深宽比约为0.66的微金字塔阵列模具。相比优化前,表面粗糙度降低60.9%,尖点圆弧半径减小53.0%。（3）利用自主研发的微金字塔阵列模具进行模压实验,研究模压速度、模压温度、下压量对模压后微金字塔阵列透镜成形深度的影响规律。基于试验结果,优化模压工艺参数,提高了微金字塔阵列透镜的成形精度。同时通过模压出精密微金字塔阵列透镜,验证微金字塔阵列模具的使用性能。
凡杰[10]（2018）在《2205/B10偶对在海水中的电偶腐蚀行为研究》文中研究指明海水,是一种对金属材料具有特别强烈腐蚀性的介质。在海洋工程中,由于结构及功能的要求,必然会使用各种不同性质的金属材料,这些不同性质的金属材料在海水这一腐蚀性介质中相互接触导致的电偶腐蚀,会给设备的安全可靠性带来严重威胁,因此,针对海洋环境中典型金属材料的电偶腐蚀行为研究,具有十分重要的意义。本文采用腐蚀失重法、电化学法和表面分析等技术研究了海洋工程中典型金属材料2205双相不锈钢、以及B10铜镍合金在海水中的电偶腐蚀行为,主要研究了海水温度,以及阴、阳极面积比这两种因素对双金属偶对2205/B10电偶腐蚀行为的影响,探讨了利用Q235作为牺牲阳极的阴极保护方法对双金属偶对2205/B10电偶腐蚀的抑制作用。主要工作及结论如下:（1）2205双相不锈钢、以及B10铜镍合金,在海水中的开路电位顺序是2205>B10,在海水中偶合后B10将作为偶合阳极而加速腐蚀,而2205将作为偶合阴极而受到保护;（2）在本实验设定的温度条件下（15℃～45℃）,偶对2205/B10在海水中的电偶腐蚀效应γ的范围约为:1.43～1.51,且电偶腐蚀效应γ随温度升高而增大。阴阳极面积比（Ac/Aa）对双金属电偶腐蚀行为有显着影响,随着阴、阳极面积比的增大,偶合阳极金属B10的电流密度持续增大;（3）利用Q235作牺牲阳极对双金属偶对2205/B10具有显着的保护效果。未加Q235阳极金属前,偶对2205/B10（面积比1:1）的阳极金属B10腐蚀速度大约为0.03mm/a,施加牺牲阳极Q235组成复杂偶系2205/B10/Q235后,B10腐蚀速度下降到0.01mm/a,小于其自腐蚀速率。
二、船用高强度铜-镍合金（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、船用高强度铜-镍合金（论文提纲范文）
（1）镍铝青铜合金海水腐蚀行为研究进展（论文提纲范文）
| 1 镍铝青铜合金的组织、结构及其腐蚀行为 |
| 2 镍铝青铜合金在海水中的腐蚀行为 |
| 2.1 静态海水腐蚀 |
| 2.2 空泡腐蚀 |
| 2.3 冲刷腐蚀 |
| 3 提高镍铝青铜耐海水腐蚀性能的方法 |
| 3.1 铸造加工工艺控制 |
| 3.2 表面改性 |
| 3.2.1 搅拌摩擦处理 |
| 3.2.2 超音速火焰喷涂 |
| 3.2.3 激光表面处理 |
| 3.2.4 电沉积 |
| 4 镍铝青铜合金元素及含量对其耐蚀性的影响 |
| 5 存在问题与解决途径 |
| 5.1 传统方法提高耐蚀性的弊端 |
| 5.2 现有表面改性技术的局限性 |
| 6 结语 |
（2）铜镍合金的强韧化行为及其微观机制的研究进展（论文提纲范文）
| 0 引言 |
| 1 Cu?Ni?Mn系铜合金 |
| 2 Cu?Ni?Sn系铜合金 |
| 3 Cu?Ni?Si系铜合金 |
| 4 高强多主元铜合金 |
（3）DH36高强度船板钢全流程工艺优化和腐蚀防护的基础研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 船板钢 |
| 2.1.1 船板钢特点与分类 |
| 2.1.2 DH36高强度船板钢的技术要求 |
| 2.2 船板钢缺陷及其研究 |
| 2.2.1 中厚钢板中的常见缺陷 |
| 2.2.2 中厚板缺陷产生原因分析 |
| 2.3 船板钢的技术发展和研究现状 |
| 2.3.1 船板钢的技术发展 |
| 2.3.2 船板钢发展方向 |
| 2.3.3 控轧控冷的研究 |
| 2.3.4 国内外高强度船板钢的现状 |
| 2.3.5 国内高强度船板钢存在的差距 |
| 2.4 船板钢韧脆转变温度的研究 |
| 2.4.1 船板钢的强韧化机制 |
| 2.4.2 韧脆转变温度的影响因素 |
| 2.4.3 合金元素的韧脆转变温度的影响 |
| 2.5 DH36高强度船板钢耐蚀性评估与防护涂层的制备 |
| 2.5.1 DH36高强度船板钢耐蚀性研究 |
| 2.5.2 锌镍合金镀层防护工艺 |
| 2.5.3 锌镍超疏水镀层防护工艺 |
| 2.6 研究背景和研究意义 |
| 3 研究内容和研究方法 |
| 3.1 研究内容 |
| 3.2 研究方法 |
| 3.2.1 解剖分析 |
| 3.2.2 炼钢和轧钢工艺优化设计及分析 |
| 3.2.3 冲击性能检测及热模拟实验 |
| 3.2.4 焊接性能试验 |
| 3.2.5 耐蚀性评估 |
| 3.2.6 锌镍合金镀层的制备与耐蚀性评估 |
| 3.2.7 锌镍超疏水镀层制备与耐蚀性实验 |
| 4 DH36高强度船板钢冲击性能不合的宏观、微观机理分析 |
| 4.1 DH36高强度船板冲击性能 |
| 4.2 低倍分析 |
| 4.3 断口分析 |
| 4.4 金相及夹杂物分析 |
| 4.4.1 非金属夹杂物评级 |
| 4.4.2 金相及夹杂物分析 |
| 4.5 夹杂物MnS析出热力学计算 |
| 4.5.1 液相中MnS析出的热力学计算 |
| 4.5.2 固液前沿液相中MnS析出的热力学计算 |
| 4.5.3 固相中MnS析出的热力学计算 |
| 4.6 微观缺陷分析 |
| 4.6.1 异常组织的形成原因 |
| 4.6.2 异常组织中夹杂物的形成机理 |
| 4.6.3 异常组织中的裂纹源 |
| 4.6.4 钢板中微裂纹形成的外部条件 |
| 4.7 DH36冲击性能不合的综合分析及讨论 |
| 4.8 本章小结 |
| 5 DH36船板钢脱磷、脱硫模型的建立 |
| 5.1 基于IMCT的DH36船板钢转炉冶炼控磷的热力学计算 |
| 5.1.1 炉渣氧化能力与L_P预报模型 |
| 5.1.2 CaO-MgO-FeO-Fe_2O_3-MnO-Al_2O_3-SiO_2-TiO_2-P_2O_5渣系IMCT模型 |
| 5.1.3 IMCT渣系Fe_tO质量作用浓度的表征方法 |
| 5.1.4 基于IMCT的船板钢磷分配比预报模型验证 |
| 5.1.5 温度对船板钢L_P的影响 |
| 5.1.6 渣成分对船板钢L_P的影响 |
| 5.2 DH36船板钢脱硫模型 |
| 5.2.1 DH36炼钢LF脱硫热力学模型 |
| 5.2.2 钢中氧、硫含量对活度系数的影响 |
| 5.2.3 钢液氧含量对L_S的影响 |
| 5.2.4 精炼温度对平衡常数及L_S的影响 |
| 5.2.5 精炼渣成分对L_S的影响 |
| 5.3 本章小结 |
| 6 DH36高强度船板钢成分、炼钢工艺优化及对焊接性能影响 |
| 6.1 DH36高强度船板钢的成分优化设计 |
| 6.1.1 DH36高强度船板钢冲击性能回归分析 |
| 6.1.2 DH36高强度船板钢的成分优化 |
| 6.2 炼钢工艺的优化 |
| 6.2.1 炼钢生产工艺优化 |
| 6.2.2 连铸生产工艺优化 |
| 6.3 工艺优化的DH36高强度船板钢焊接性能试验 |
| 6.4 本章小结 |
| 7 DH36高强度船板钢控轧控冷工艺及对冲击性能影响 |
| 7.1 DH36船板钢连续冷却转变及组织细化研究 |
| 7.1.1 DH36静态CCT曲线测定 |
| 7.1.2 变形量及变形温度对奥氏体再结晶的影响 |
| 7.2 控轧控冷工艺对DH36船板钢冲击性能的影响 |
| 7.2.1 终轧温度对冲击功的影响 |
| 7.2.2 终冷温度对冲击功的影响 |
| 7.3 DH36高强度船板钢控轧控冷试验 |
| 7.3.1 轧制工艺设计 |
| 7.3.2 冲击韧性检测分析 |
| 7.4 本章小结 |
| 8 DH36船板钢耐蚀性研究及防护涂层制备 |
| 8.1 DH36船板钢耐蚀性研究 |
| 8.1.1 DH36船板钢极化性能研究 |
| 8.1.2 DH36船板钢阻抗谱研究 |
| 8.1.3 DH36船板钢盐水浸泡实验研究 |
| 8.2 DH36船板钢锌镍合金电镀及耐蚀性研究 |
| 8.2.1 锌镍合金层的微观形貌与成分分析 |
| 8.2.2 锌镍合金层的耐蚀性分析 |
| 8.2.3 锌镍合金层的耐蚀机理 |
| 8.3 低硫DH36船板钢锌镍超疏水镀层及耐蚀性研究 |
| 8.3.1 锌镍超疏水镀层的微观形貌与成分分析 |
| 8.3.2 锌镍超疏水镀层的润湿性分析 |
| 8.3.3 锌镍超疏水镀层的耐蚀性分析 |
| 8.4 本章小结 |
| 9 结论及创新点 |
| 9.1 结论 |
| 9.2 创新点 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（4）高纯C71500铜镍合金管材塑性成形和耐蚀性研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 研究目的和意义 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 铜合金热加工性能的研究 |
| 2.1.1 变形抗力模型的研究 |
| 2.1.2 加工图的建立 |
| 2.1.3 热变形的组织分析 |
| 2.2 铜合金冷加工性能的研究 |
| 2.2.1 重位点阵晶界 |
| 2.2.2 晶界特征分布优化机制 |
| 2.2.3 晶界特征工艺的优化 |
| 2.2.4 晶界工程对材料性能的影响 |
| 2.3 铜合金管材腐蚀研究现状 |
| 2.3.1 污染海水腐蚀机理 |
| 2.3.2 腐蚀的影响因素 |
| 2.3.3 GBE腐蚀的影响机理 |
| 2.4 文献综述小结 |
| 3 研究内容与技术路线 |
| 3.1 研究内容 |
| 3.2 技术路线 |
| 3.3 材料制备及实验设备 |
| 3.3.1 材料加工及测试设备 |
| 3.3.2 微观组织分析设备 |
| 3.3.3 腐蚀实验及设备 |
| 4 铜镍合金成分设计及热变形行为的研究 |
| 4.1 不同硫含量铜镍合金的设计及制备 |
| 4.2 不同硫含量对铜镍合金热压缩变形的影响 |
| 4.2.1 实验方法 |
| 4.2.2 不同硫含量对铜镍合金热压缩强度的影响 |
| 4.2.3 硫化物的形貌和成分分析 |
| 4.2.4 不同硫含量对铜镍合金动态再结晶的影响 |
| 4.2.5 不同硫含量对铜镍合金热压缩加工图的影响 |
| 4.3 不同硫含量对铜镍合金高温拉伸断裂的影响 |
| 4.3.1 实验方法 |
| 4.3.2 不同硫含量对铜镍合金高温拉伸性能的影响 |
| 4.3.3 不同硫含量铜镍合金高温拉伸微观结构的变化 |
| 4.3.4 不同硫含量对铜镍合金高温拉伸加工图的影响 |
| 4.4 高纯铜镍合金的热压缩变形行为 |
| 4.4.1 实验材料及方法 |
| 4.4.2 高纯铜镍合金的真实应力-应变曲线 |
| 4.4.3 高纯铜镍合金的变形抗力模型 |
| 4.5 高纯铜镍合金的热变形机理 |
| 4.5.1 高纯铜镍合金的热力学 |
| 4.5.2 高纯铜镍合金的动态模型 |
| 4.5.3 高纯铜镍合金的组织演变机理 |
| 4.6 高纯铜镍合金的加工图 |
| 4.6.1 高纯铜镍合金的功率耗散 |
| 4.6.2 高纯铜镍合金的不同失稳准则的判据 |
| 4.6.3 高纯铜镍合金加工图 |
| 4.7 高纯铜镍合金热变形断裂机制 |
| 4.7.1 实验方法 |
| 4.7.2 高纯铜镍合金的高温拉伸行为 |
| 4.7.3 高纯铜镍合金的断口形貌分析 |
| 4.8 铜镍合金管坯热加工试验及分析 |
| 4.8.1 实验方法 |
| 4.8.2 硫化物析出及变形过程 |
| 4.8.3 锻造工艺试验 |
| 4.8.4 热穿孔工艺试验 |
| 4.9 本章结论 |
| 5 铜镍合金管材冷变形及退火的研究 |
| 5.1 不同硫含量对铜镍合金冷变形的影响 |
| 5.1.1 实验方法 |
| 5.1.2 不同硫含量对铜镍合金室温力学性能的影响 |
| 5.1.3 不同硫含量对铜镍合金断口形貌的影响 |
| 5.1.4 硫化类夹杂物分析 |
| 5.2 不同减壁量冷轧对管材组织和性能的影响 |
| 5.2.1 实验方法 |
| 5.2.2 不同减壁量冷轧对管材组织的影响 |
| 5.2.3 不同减壁量冷轧后管材织构演变 |
| 5.2.4 不同减壁量冷轧后管材组织取向分析 |
| 5.2.5 不同减壁量冷轧后管材的晶界结构 |
| 5.2.6 不同减壁量冷轧后管材的力学性能 |
| 5.3 不同变形量冷轧对管材组织和性能的影响 |
| 5.3.1 实验方法 |
| 5.3.2 不同变形量冷轧对管材组织的影响 |
| 5.3.3 不同变形量冷轧后管材的织构演变 |
| 5.3.4 不同变形量冷轧后管材的力学性能 |
| 5.4 退火温度对管材的组织和性能影响 |
| 5.4.1 实验方法 |
| 5.4.2 退火温度对组织的影响 |
| 5.4.3 退火温度对特殊晶界的影响 |
| 5.4.4 退火温度对残余应力的影响 |
| 5.5 退火时间对管材的组织和性能影响 |
| 5.5.1 实验方法 |
| 5.5.2 退火时间对组织影响 |
| 5.5.3 退火时间对特殊晶界的影响 |
| 5.5.4 退火时间对残余应力的影响 |
| 5.6 变形量对管材微观组织的影响 |
| 5.6.1 实验方法 |
| 5.6.2 变形量对退火后组织的影响 |
| 5.6.3 变形量对退火后的特殊晶界的影响 |
| 5.7 不同硫含量对铜镍合金冷轧管材的组织和性能影响 |
| 5.7.1 实验方法 |
| 5.7.2 不同硫含量铜镍合金冷轧管材的组织 |
| 5.7.3 不同硫含量铜镍合金冷轧管材的力学性能 |
| 5.8 结论 |
| 6 铜镍合金高污染海水中失效行为及机理分析 |
| 6.1 实验材料和方法 |
| 6.2 铜镍合金腐蚀的物理模拟 |
| 6.3 电化学腐蚀分析 |
| 6.3.1 极化曲线 |
| 6.3.2 电化学阻抗谱 |
| 6.4 腐蚀形貌分析 |
| 6.4.1 宏观腐蚀形貌 |
| 6.4.2 SEM分析 |
| 6.5 腐蚀产物分析 |
| 6.5.1 XPS分析 |
| 6.5.2 XRD分析 |
| 6.6 腐蚀机理分析 |
| 6.7 结论 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 8 创新点 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
（5）激光辅助复合镀镍对铜镍合金耐腐蚀性影响研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 选题意义 |
| 1.2 铜镍合金腐蚀机理 |
| 1.2.1 铜镍合金应用 |
| 1.2.2 腐蚀破坏过程 |
| 1.2.3 腐蚀与双电层结构 |
| 1.2.4 腐蚀速率影响因素 |
| 1.3 表面耐蚀防护方法研究现状 |
| 1.3.1 基体选材改性 |
| 1.3.2 缓蚀剂成膜 |
| 1.3.3 调控反应条件 |
| 1.4 表面润湿改性研究现状 |
| 1.4.1 表面润湿理论 |
| 1.4.2 表面润湿改性方法 |
| 1.5 主要研究内容 |
| 第2章 制备与表征方法 |
| 2.1 材料与设备 |
| 2.2 工艺方法 |
| 2.2.1 激光加工 |
| 2.2.2 电刷镀 |
| 2.3 性能表征 |
| 2.3.1 交流阻抗 |
| 2.3.2 极化曲线 |
| 第3章 激光制备及分析 |
| 3.1 微结构 |
| 3.2 激光工艺优化 |
| 3.2.1 参数优化 |
| 3.2.2 参数选定 |
| 3.3 激光加工表面形貌与润湿性 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 复合镀层制备及分析 |
| 4.1 预处理影响 |
| 4.1.1 预处理溶液配制 |
| 4.1.2 对微结构影响 |
| 4.2 电刷镀处理 |
| 4.2.1 快速镍镀液配制 |
| 4.2.2 电源参数选定 |
| 4.2.3 电刷镀形貌 |
| 4.3 复合镀处理 |
| 4.3.1 纳米复合镀液配制 |
| 4.3.2 复合镀层纳米二氧化硅含量分析 |
| 4.3.3 复合镀表面形貌与润湿性 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 耐腐蚀性影响分析 |
| 5.1 交流阻抗测试 |
| 5.1.1 激光加工与电刷镀 |
| 5.1.2 纳米二氧化硅复合镀 |
| 5.2 极化曲线测试 |
| 5.2.1 激光加工与电刷镀 |
| 5.2.2 纳米二氧化硅复合镀 |
| 5.3 本章小结 |
| 第6章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间取得的成果 |
| 致谢 |
（6）双相不锈钢螺旋桨热冲压成形关键工艺试验与力学性能（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 高强度双相不锈钢在船舶制造和海洋工程设备领域中的应用 |
| 1.2 国内外双相不锈钢及热冲压成形技术研究现状 |
| 1.3 高强度钢热冲压成形试验研究中的前沿学科问题 |
| 1.4 本论文主要研究内容 |
| 1.5 本论文试验研究方案与流程 |
| 第2章 试验设计 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验材料及性能 |
| 2.3 热冲压成形试验 |
| 2.3.1 热冲压成形试验设计 |
| 2.3.2 热冲压成形试验设备 |
| 2.4 微观结构测试试验 |
| 2.4.1 微观结构测试试验设计 |
| 2.4.2 微观结构测试试样的制备 |
| 2.4.3 微观结构测试试验设备 |
| 2.5 力学性能测试试验 |
| 2.5.1 力学性能测试试验方案 |
| 2.5.2 力学性能测试试验设备 |
| 2.5.3 力学性能测试试验 |
| 2.6 JMatPro软件模拟计算 |
| 第3章 双相不锈钢热冲压成形关键工艺与材料微观结构 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 SAF2507 DSS热冲压成形关键工艺 |
| 3.2.1 SAF2507 DSS热冲压成形试验设计 |
| 3.2.2 SAF2507 DSS热冲压成形工艺参数 |
| 3.3 热冲压成形工艺参数对SAF2507 DSS微观结构的影响 |
| 3.3.1 热冲压成形加热温度对SAF2507 DSS微观结构的影响 |
| 3.3.2 热冲压成形保温时间对SAF2507 DSS微观结构的影响 |
| 3.3.3 热冲压成形冷却速率对SAF2507 DSS微观结构的影响 |
| 3.4 JMat Pro软件模拟计算结果 |
| 3.4.1 SAF2507 DSS热力学平衡相图 |
| 3.4.2 温度对热冲压成形后SAF2507 DSS微观结构的影响 |
| 3.4.3 冷却速度对热冲压成形后SAF2507 DSS微观结构的影响 |
| 3.5 结论 |
| 第4章 SAF2507 双相不锈钢热冲压成形力学性能变化 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 不同热冲压成形温度下微观结构对SAF2507 DSS力学性能的影响 |
| 4.2.1 不同热冲压成形温度下微观结构对SAF2507 DSS抗拉强度的影响 |
| 4.2.2 不同热冲压成形温度下微观结构对SAF2507 DSS硬度的影响 |
| 4.2.3 不同热冲压成形温度下微观结构对SAF2507 DSS延展性的影响 |
| 4.2.4 不同热冲压成形温度下微观结构对SAF2507 DSS抗冲击性能的影响 |
| 4.3 不同保温时间下微观结构对SAF2507 DSS力学性能的影响 |
| 4.3.1 不同保温时间微观结构对SAF2507 DSS抗拉强度的影响 |
| 4.3.2 不同保温时间微观结构对SAF2507 DSS硬度的影响 |
| 4.3.3 不同保温时间微观结构对SAF2507 DSS延展性的影响 |
| 4.3.4 不同保温时间微观结构对SAF2507 DSS抗冲击性能的影响 |
| 4.4 结论 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 本文结论 |
| 5.2 研究展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 在读期间发表的论文 |
（7）不同壁厚UNS C70600铜镍合金管的焊接工艺研究（论文提纲范文）
| 0 引言 |
| 1 试验材料及方法 |
| 2 焊接工艺评定试验 |
| 2.1 焊前准备 |
| 2.2 焊接材料选择及焊接工艺设计 |
| 2.2.1 焊接材料选择 |
| 2.2.2 焊接工艺设计 |
| 2.3 焊接过程控制及焊接参数记录 |
| 3 焊接接头力学性能试验 |
| 3.1 焊接接头试验 |
| 3.2 焊接接头试验结果分析 |
| 4 结论 |
（8）稀土元素Ce对CuNi10Fe1.5Mn合金组织和性能的影响研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 铜及耐蚀铜镍合金简介 |
| 1.3 耐蚀铜镍合金的研究现状 |
| 1.3.1 Cu-Ni-Fe系合金海水腐蚀国内外研究现状 |
| 1.3.2 稀土元素在耐蚀铜镍合金中的应用 |
| 1.4 金属腐蚀理论简介 |
| 1.4.1 腐蚀热力学 |
| 1.4.2 腐蚀动力学 |
| 1.5 腐蚀科学中常用电化学测试方法简介 |
| 1.5.1 开路电位 |
| 1.5.2 极化曲线 |
| 1.5.3 电化学交流阻抗 |
| 1.6 本课题的研究目的及内容 |
| 第二章 实验材料和研究方法 |
| 2.1 实验材料及试样制备 |
| 2.1.1 实验试剂及仪器设备 |
| 2.1.2 实验材料 |
| 2.1.3 试样制备 |
| 2.2 实验分析测试方法 |
| 2.2.1 金相组织观察 |
| 2.2.2 硬度测试 |
| 2.2.3室温拉伸实验 |
| 2.2.4盐雾腐蚀实验 |
| 2.2.5 开路电位、电化学阻抗和动电位极化曲线测试 |
| 2.2.6 表面形貌观察及元素分析 |
| 第三章 CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金组织和力学性能研究 |
| 3.1 冷变形前后CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的金相组织与力学性能 |
| 3.1.1 冷变形前后CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金组织演变 |
| 3.1.2 冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的力学性能 |
| 3.2 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的金相组织与力学性能 |
| 3.2.1 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的组织演变 |
| 3.2.2 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的力学性能 |
| 3.3 CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的微观拉伸断口形貌分析 |
| 3.3.1 冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的微观拉伸断口形貌分析 |
| 3.3.2 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的微观拉伸断口形貌分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金在人工海水中的腐蚀行为研究 |
| 4.1 冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的电化学腐蚀行为 |
| 4.1.1 Ce含量对冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn合金开路电位的影响 |
| 4.1.2 冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的动电位极化曲线分析 |
| 4.1.3 冷变形状态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的电化学阻抗谱分析 |
| 4.1.4 盐雾腐蚀实验结果分析 |
| 4.2 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的电化学腐蚀行为 |
| 4.2.1 Ce含量对退火态CuNi10Fe1.5Mn合金开路电位的影响 |
| 4.2.2 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的动电位极化曲线分析 |
| 4.2.3 退火态CuNi10Fe1.5Mn-xCe合金的电化学阻抗谱分析 |
| 4.2.4 盐雾腐蚀实验结果分析 |
| 4.3 表面形貌观察及元素分析 |
| 4.4 讨论 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
（9）光学微结构阵列模具线切割加工与模压工艺实验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题来源及目的和意义 |
| 1.1.1 课题来源 |
| 1.1.2 选题背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 微结构模具加工技术国内外研究现状 |
| 1.2.2 精密线切割加工技术国内外研究现状 |
| 1.2.3 微结构阵列透镜模压技术国内外研究现状 |
| 1.3 本文主要研究内容与结构 |
| 1.4 本章小结 |
| 第2章 精密线切割加工系统及试验方法 |
| 2.1 线切割加工基本原理 |
| 2.2 线切割试验系统 |
| 2.2.1 试验平台 |
| 2.2.2 试验材料 |
| 2.2.3 检测仪器 |
| 2.3 线切割加工精度的影响因素 |
| 2.3.1 电参数对加工精度的影响 |
| 2.3.2 非电参数对加工精度的影响 |
| 2.4 线切割加工表面质量的影响因素 |
| 2.4.1 表面粗糙度 |
| 2.4.2 表面变质层 |
| 2.4.3 表面力学性能 |
| 2.5 线切割加工铜镍合金的工艺指标选取 |
| 2.6 影响线切割工艺指标的线切割参数选取 |
| 2.7 微结构阵列模具精密线切割加工试验方法 |
| 2.7.1 单因素试验法 |
| 2.7.2 拐角加工技术 |
| 2.7.3 多次切割修形法 |
| 2.8 本章小结 |
| 第3章 微金字塔阵列模具线切割加工工艺研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 模具材料选择 |
| 3.3 试验方案 |
| 3.4 线切割参数对微金字塔阵列尖点表面质量的影响 |
| 3.4.1 脉冲宽度对微金字塔阵列尖点表面粗糙度的影响 |
| 3.4.2 脉冲间隔对微金字塔阵列尖点表面粗糙度的影响 |
| 3.4.3 走丝速度对微金字塔阵列尖点表面粗糙度的影响 |
| 3.4.4 峰值电流对微金字塔阵列尖点表面粗糙度的影响 |
| 3.5 线切割参数对微金字塔阵列尖点圆弧半径的影响 |
| 3.5.1 脉冲宽度对微金字塔阵列尖点圆弧半径的影响 |
| 3.5.2 脉冲间隔对微金字塔阵列尖点圆弧半径的影响 |
| 3.5.3 走丝速度对微金字塔阵列尖点圆弧半径的影响 |
| 3.5.4 峰值电流对微金字塔阵列尖点圆弧半径的影响 |
| 3.6 微金字塔阵列模具结构不均一性分析 |
| 3.6.1 微金字塔阵列单元结构加工精度不均一性分析 |
| 3.6.2 微金字塔阵列整体结构不均一性分析 |
| 3.7 线切割工艺参数优化及实验验证 |
| 3.8 试验结论 |
| 3.9 本章小结 |
| 第4章 微金字塔阵列透镜模压试验研究 |
| 4.1 微阵列透镜材料选择 |
| 4.2 试验装置及模压流程 |
| 4.2.1 试验装置 |
| 4.2.2 模压流程 |
| 4.3 试验方案 |
| 4.3.1 玻璃及模具材料 |
| 4.3.2 试验方法 |
| 4.3.3 检测方法 |
| 4.4 模压参数对微金字塔阵列透镜成形深度的影响 |
| 4.4.1 模压速度对微金字塔阵列透镜成形深度的影响 |
| 4.4.2 模压温度对微金字塔阵列透镜成形深度的影响 |
| 4.4.3 下压量对微金字塔阵列透镜成形深度的影响 |
| 4.5 模压工艺参数优化及实验验证 |
| 4.6 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 附录 A 攻读学位期间发表的论文及专利 |
| 附录 B 攻读学位期间参与的研究课题 |
| 致谢 |
（10）2205/B10偶对在海水中的电偶腐蚀行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究的背景和意义 |
| 1.2 海洋环境电偶腐蚀的研究现状 |
| 1.2.1 电偶腐蚀的基本概念 |
| 1.2.2 电偶腐蚀发生的原因 |
| 1.2.3 电偶腐蚀的研究现状 |
| 1.2.4 电偶腐蚀研究的新技术 |
| 1.3 电偶腐蚀研究面临的问题 |
| 1.4 研究内容和创新点 |
| 1.4.1 主要研究内容 |
| 1.4.2 主要创新点 |
| 第2章 实验方法 |
| 2.1 实验材料体系与实验样品制备 |
| 2.1.1 实验材料体系 |
| 2.1.2 实验样品制备 |
| 2.2 实验设备、和装置 |
| 2.3 实验介质和环境 |
| 2.4 实验测试方法 |
| 2.4.1 电化学测试 |
| 2.4.2 失重试验测试 |
| 2.4.3 腐蚀形貌观察与产物分析 |
| 第3章 海水温度对单一金属腐蚀行为影响的研究 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 海水温度对2205腐蚀规律的研究 |
| 3.3 海水温度对B10腐蚀规律的研究 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 偶对2205/B10电偶腐蚀行为的研究 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 海水温度对偶对2205/B10电偶腐蚀行为的影响 |
| 4.3 面积比对2205/B10偶对电偶腐蚀行为的影响 |
| 4.4 腐蚀过程分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 偶对2205/B10电偶腐蚀防护措施的研究 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 偶系2205/B10/Q235的电偶腐蚀规律 |
| 5.2.1 Q235钢对2205双相不锈钢的保护效果分析 |
| 5.2.2 Q235钢对B10铜镍合金的保护效果分析 |
| 5.2.3 Q235钢对2205/B10偶对的保护效果分析 |
| 5.3 海水温度对偶系2205/B10/Q235的电偶腐蚀影响规律 |
| 5.4 面积比对偶系2205/B10/Q235的电偶腐蚀影响规律 |
| 5.5 腐蚀过程分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
四、船用高强度铜-镍合金（论文参考文献）
- [1]镍铝青铜合金海水腐蚀行为研究进展[J]. 张赪栋,刘斌,石泽耀,刘岩,曹青敏,蹇冬辉. 中国腐蚀与防护学报, 2022(01)
- [2]铜镍合金的强韧化行为及其微观机制的研究进展[J]. 金城焱,杜兴蒿,闫霏,史传鑫,盖业辉,黄志青,李万鹏,武保林,段国升,王大鹏. 材料导报, 2021(S2)
- [3]DH36高强度船板钢全流程工艺优化和腐蚀防护的基础研究[D]. 李宏亮. 北京科技大学, 2021(08)
- [4]高纯C71500铜镍合金管材塑性成形和耐蚀性研究[D]. 高鑫. 北京科技大学, 2021(08)
- [5]激光辅助复合镀镍对铜镍合金耐腐蚀性影响研究[D]. 张明强. 长春理工大学, 2021
- [6]双相不锈钢螺旋桨热冲压成形关键工艺试验与力学性能[D]. 吴华峰. 集美大学, 2020(07)
- [7]不同壁厚UNS C70600铜镍合金管的焊接工艺研究[J]. 汤世云,刘金刚,韦生,姬锐,颜勋,任凯. 中国造船, 2019(04)
- [8]稀土元素Ce对CuNi10Fe1.5Mn合金组织和性能的影响研究[D]. 孙军伟. 江西理工大学, 2019(01)
- [9]光学微结构阵列模具线切割加工与模压工艺实验研究[D]. 管鹭伟. 湖南大学, 2019(07)
- [10]2205/B10偶对在海水中的电偶腐蚀行为研究[D]. 凡杰. 华东理工大学, 2018(08)