铡草机刀片自磨刃强化变形规律研究

为了提高铡草机刀片强度、硬度和耐磨性,对刀片进行单面渗碳和热处理,以达到自磨刃强化目的,但热处理过程中淬火回火后刀片发生了变形。为此,以碳素结构钢Q235为研究材料,选用不同淬火回火工艺参数进行处理,分析比较刀片自磨刃强化处理过程中刀片的变形规律。     

旋耕灭茬刀片65Mn材料的热处理参数的优化

对旋耕灭茬刀片的材料65Mn弹簧钢进行不同热处理参数下的热处理试验,得到65Mn材料在不同的淬火加热温度、不同的淬火加热时间、不同的回火温度条件下的硬度值,用曲面图描绘出各因素对材料硬度的影响关系。应用二次回归正交旋转组合设计的试验方法,建立热处理工艺参数与硬度的多元回归模型,确定材料具有最大硬度时的最优热处理工艺参数,通过曲面图分析了热处理工艺参数与材料硬度的关系,为土壤耕具的可靠性研究提供了试验基础。     

球状珠光体对钎尾用42CrMo组织性能影响规律研究

热处理工艺对钎尾用42CrMo的组织及性能的影响复杂多变,钎尾常用于矿山作业中,使用环境恶劣,承受载荷大,因此对钎尾的组织及性能要求非常高.本文针对42CrMo钎尾进行不同热处理工艺试验,通过改变热处理中保温时间和冷却方式,使42CrMo高强钢中球状珠光体组织发生差异性改变,探究不同热处理参数时球状珠光体组织的影响规律...     

提高机用锯条耐磨性途径的研究

本文在大量生产试验的基础上，分析讨论了机用锯条高速钢的成分及热处理工艺条件对其耐磨性和切削寿命的影响，探讨了提高机用锯条耐磨性的基本途径。     

镍钨合金刷镀最佳工艺参数研究

本文利用正交试验对镍钨合金刷镀层耐磨性进行了研究,建立了耐磨性与工艺参数间的数学模型,选出了最佳工艺参数组合,为合理制订剧镀工艺提供了依据．     

提高机用锯条耐磨性途径的研究

本文在大量生产试验的基础上，分析讨论了机用锯条高速钢的成分及热处理工艺条件对其耐磨性和切削寿命的影响，探讨了提高机用锯条耐磨性的基本途径。     

镍钨合金刷镀最佳工艺参数研究

本文利用正交试验对镍钨合金刷镀层耐磨性进行了研究，建立了耐磨性与工艺参数间的数学模型，选出了最佳工艺参数和组合，为合理制度刷镀工艺提供了依据。     

用低温电解渗硫提高拖拉机轴与配合件表面的抗咬合性能

低温电解渗硫是一项新型的化学热处理工艺。试验表明,用此工艺处理的零件,磨损率可降低60%左右,抗咬合性提高了7.5倍。针对神牛-25拖拉机差速器行星齿轮轴,施以渗碳、淬火后渗硫的复合热处理工艺,耐磨性提高6倍,延长其使用寿命,取得了良好的经济效果。     

仿生非光滑凸包和凹坑表面滑动摩擦磨损试验研究

非光滑表面对耐磨性有影响,并且不同的非光滑表面对耐磨性的影响是不同的。为了进一步研究其规律,本文进行了非光滑凸包和凹坑表面的耐磨性试验对比研究,得出在相同试验条件下,非光滑凹坑表面比凸包表面具有更好的耐磨性。     

仿生非光滑表面滑动摩擦磨损试验研究

采用激光处理技术加工了几种具有非光滑特征的圆形45号钢试件，以正交试验方法设计耐磨性试验方案。在国产MM200型摩擦磨损试验机上研究具有不同非光滑表面特征的试件耐磨性规律。试验结果表明，在相同试验条件下，时间、负荷、速度、形态和分布对耐磨性均有影响，耐磨性按照凹坑、凸包、波纹、鳞片形态递减。     

残膜回收机弧形挑膜齿的研制与应用

通过对65Mn,T8,40Gr和45等钢种的热处理工艺、金相组织及机械性能的研究,研制出了经济适用的残膜回收机弧形挑膜齿.结果表明,40Cr和65Mn钢的淬透性及硬度比45和T8钢高,并且65Mn钢的相对耐磨性最高.用45钢制作的弧形挑膜齿如果热处理工艺制定得科学合理,完全可以满足使用要求.     

进口旱地免耕播种机开沟器的材质分析及其国产化的研究

澳大利亚进口的旱地免耕播种机沟器的材质是一种成分与３０ＣｒＭｎＳｉＮｉ３ＭｏＡ相近的中碳低合金钢，显微组织是针状贝氏体＋少量马氏体。６５Ｍｎ钢经激光表面相变处理后具有良好的耐磨粒磨损性能，是开沟器国产化的一个重要途径。     

秸秆揉切机用刀片断裂失效分析

对 9RZ 6 0型秸秆揉切机用刀片的断裂失效进行了宏观、微观和组织分析 ,并测定了 6 5 Mn钢刀片的化学成分。指出刀片金相组织不合理是造成断裂的主要原因 ,同时 ,由于结构设计的不合理造成的应力集中也是刀片断裂的重要原因。在实际工况试验条件下 ,确定了采用 6 5 Mn钢经淬火、等温淬火和低温充分回火的热处理工艺。     

65Mn钢强韧化处理工艺的试验研究

以秸秆粉碎还田机甩刀为例，对６５Ｍｎ钢的冲击韧性进行了系统研究，经大量试验和生产考核，优化工艺参数，确定了６５Ｍｎ钢强韧化处理工艺方案，在保持其较高硬度的同时，大幅度地提高了冲击韧性。该处理工艺已在生产中推广应用，并获得了很好的经济效益。     

火焰熔覆镍基/铸造碳化钨熔覆层在犁铧上的应用

以火焰为热源,采用预置法在65Mn钢基体上制备了镍基/铸造碳化钨合金熔覆层;用金相显微镜观察了熔覆层的结合状况和组织结构;用自制磨损试验机对比了熔覆层和65Mn淬火回火钢的耐磨性;分析了熔覆层组织结构、熔覆层的耐磨机理及熔覆层用于犁铧制造及再制造的可行性.结果表明,采用预置法、氧乙炔火焰作为热源可得到组织致密均匀、结合良好的熔覆层;试验所制备的熔覆层比常规淬火回火处理的65Mn钢的耐磨性有所提高.田间试验表明火焰熔覆镍基/铸造碳化钨合金熔覆层可用于犁铧的制造和再制造生产中.     

灭茬刀具喷焊NiWC的耐磨粒磨损性能

为解决根茬粉碎还田机灭茬刀成本高、寿命短的问题，在65Mn钢制作的根茬还田刀具易磨损部位喷焊了NiWC合金抗磨涂层。磨损试验表明，与65Mn钢淬火回火处理刀具相比，喷焊NiWC合金灭茬刀的相对耐磨系数有较大的提高。WC含量和喷焊工艺不同，其喷焊层的耐磨性有较大的差异。     

桑园土壤非等径颗粒离散元仿真模型参数标定与试验

为获取土壤离散元仿真模型的土壤颗粒物理参数和接触参数,本文采用试验与仿真相结合的方法,以桑园土壤为例,对土壤颗粒的接触参数进行了仿真标定。首先利用粉体仪、斜面仪、等应变直剪仪等,分析了试验地不同深度土壤的粒径分布,测量了试验地不同深度土壤休止角、滑动摩擦角、剪应力、内聚力、内摩擦角;然后,根据实测土壤粒径分布,利用EDEM软件建立了非等直径土壤球形颗粒模型。在此基础上,以土壤颗粒间及土壤与65Mn钢间的静摩擦因数、滚动摩擦因数、恢复系数为试验因素,土壤休止角、土壤-65Mn钢滑动摩擦角为目标值,建立了基于中心组合试验设计（CCD）方案,并利用Design-Expert软件对仿真试验结果进行了分析,得到了仿真标定的土壤-土壤间静摩擦因数、滚动摩擦因数和恢复系数的最优值分别为0.89、0.45和0.43;标定的土壤-65Mn钢间静摩擦因数、滚动摩擦因数和恢复系数的最优值分别为1.15、0.05和0.4。利用以上标定的最优参数对桑园土壤进行了休止角与滑动摩擦角仿真试验,试验结果表明,休止角仿真值与试验值相对误差为1.69%,土壤-65Mn钢的滑动摩擦角仿真值与试验值相对误差为2.88%。在此...     

桑园土壤非等径颗粒离散元仿真模型参数标定与试验

为获取土壤离散元仿真模型的土壤颗粒物理参数和接触参数,本文采用试验与仿真相结合的方法,以桑园土壤为例,对土壤颗粒的接触参数进行了仿真标定。首先利用粉体仪、斜面仪、等应变直剪仪等,分析了试验地不同深度土壤的粒径分布,测量了试验地不同深度土壤休止角、滑动摩擦角、剪应力、内聚力、内摩擦角;然后,根据实测土壤粒径分布,利用EDEM软件建立了非等直径土壤球形颗粒模型。在此基础上,以土壤颗粒间及土壤与65Mn钢间的静摩擦因数、滚动摩擦因数、恢复系数为试验因素,土壤休止角、土壤-65Mn钢滑动摩擦角为目标值,建立了基于中心组合试验设计（CCD）方案,并利用Design-Expert软件对仿真试验结果进行了分析,得到了仿真标定的土壤-土壤间静摩擦因数、滚动摩擦因数和恢复系数的最优值分别为0.89、0.45和0.43;标定的土壤-65Mn钢间静摩擦因数、滚动摩擦因数和恢复系数的最优值分别为1.15、0.05和0.4。利用以上标定的最优参数对桑园土壤进行了休止角与滑动摩擦角仿真试验,试验结果表明,休止角仿真值与试验值相对误差为1.69%,土壤-65Mn钢的滑动摩擦角仿真值与试验值相对误差为2.88%。在此基础上,依据实测的土壤剪应力,采用试错法,以实测土壤内摩擦角为目标值,优化标定了土壤-土壤颗粒Hertz-Mindlin with Bonding接触模型中的粘结参数,标定法向粘结刚度、切向粘结刚度分别为1×108、5×107N/m3,临界法向应力和临界切向应力均为10kPa,接触半径为1.1倍颗粒半径,直剪仿真得到内摩擦角为30.24°,仿真值与直剪试验内摩擦角平均值相对误差为5.53%。本文提出的土壤颗粒建模方法、标定方法及其所标定的参数值,可用于砂质壤土桑园耕作机械触土部件与土壤相互作用的离散元仿真分析及其结构优化。     

黄土高原坡地土壤与旋耕部件互作离散元仿真参数标定

针对黄土高原坡地土壤-旋耕部件互作机理研究以及坡地专用旋耕机具设计缺乏准确可靠离散元仿真参数的问题,以典型坡地粘壤土(含水率13.4％±1％)为研究对象,选取EDEM中Hertz-Mindlin with JKR Cohesion接触模型,对相关仿真参数进行标定.首先,对土壤颗粒间接触参数进行了标定,以土壤颗粒的仿真堆...     

磨削深度对65Mn钢磨削硬化层的影响

在普通平面磨床上采用刚玉砂轮对65Mn钢进行了磨削淬硬试验，研究了磨削深度对其硬化层组织与性能的影响。结果表明，在不同磨削深度条件下，硬化层的马氏体组织形貌及显微硬度无显著变化，完全硬化区显微硬度均在810～870HV之间；但随着磨削深度增加，马氏体和碳化物含量减少，残余奥氏体含量增多，完全硬化区厚度增大；在磨削深度为1mm时，完全硬化区厚度可达1．7mm。