TWI701349B - 鋼製轉動體之製造方法及其使用之高強度低合金鋼材 - Google Patents
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Abstract
一種鋼製轉動體之製造方法包括：提供一高強度低合金鋼材，所述高強度低合金鋼材以總重為100wt%計算，包括0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質；將所述高強度低合金鋼材製成一轉動體粗胚；對所述轉動體粗胚進行第一段沃斯田鐵化處理；對第一段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第一段淬火急冷；對第一段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行第二段沃斯田鐵化處理；對第二段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第二段淬火急冷；以及對第二段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行至少兩次回火處理，以製得鋼製轉動體。
Description
本發明是有關於一種鋼件之製造方法，且更具體言之，是有關於一種鋼製轉動體之製造方法及其使用之高強度低合金鋼材。
在使用於各種產業如機械、運輸、娛樂、儲能等各領域需高速旋轉的轉動體中，由於轉動時徑向(與轉動體之軸垂直方向)會產生大小不等的反覆應力，因此，轉動體被要求需具備足夠的強度和轉動疲勞特性。例如轉動儲能(Rotating energy storage)即是其中一例，轉動儲能是藉由旋轉運動將能量以動能形式儲存的一種方法，轉動系統中存有電機系統，儲能時在外電源的驅動下，電動機帶動轉動體高速旋轉，即以電能給轉動體“充電”，以增加轉動體轉速從而增大動能；放電時，電機則以發電機狀態運轉，轉動體轉速逐漸下降帶動對外輸出電能，完成機械能（動能）到電能的轉換。
由上述可知，轉動儲能的極限儲能容量取決於轉動體的最高轉動能，而轉動能則由轉動體的質量、轉速及直徑所決定，轉動體質量愈大、直徑愈大或轉速愈快，儲能容量愈多。但由於質量、直徑愈大、轉速愈快時，轉動體轉動時本身所承受的應力愈大，一旦應力超過轉動體材料的屈服強度(Yield strength)及臨界應力強度因子(Critical stress intensity factor，或稱破斷韌性(Fracture toughness))時，轉動體極易發生變形及破斷而失效。因此，轉動體的極限儲能容量，取決於轉動體的幾何形狀尺寸和最高轉速等設計、以及所對應的轉動體材料選用及機械性質調質製程控制。此外，儲能轉動體的選用亦需考量材料成本和轉動體製造成本，以符合商業化目的。
習知常見的工程材料中，以鋼鐵、鎳合金和鈦合金等三種金屬合金材料有較高的強度和破斷韌性，但鎳合金和鈦合金的原料價格是鋼的數倍到數十倍，其製成儲能轉動體的成本完全不具競爭力，因此，在成本考量上，鋼材仍是製作轉動體的較佳選擇。
然而，市面上現有高強度及高破斷韌性的鋼材，例如麻時效鋼、鎳鈷合金鋼等高合金鋼材，實際上亦添加相當多成本昂貴的鎳、鈷、錳等合金元素，故其製成儲能轉動體之製造成本亦十分高昂。而若改用成本較低之現有高強度低合金鋼材製作轉動體，則受限於此類鋼材本身熱處理淬透硬化性能較低的緣故，硬化強度貫穿深度僅3~6英吋，可設計的轉動體直徑及厚度會因此受到限制而無法作大，且轉動儲能容量亦無法提升。
在一實施例中，一種鋼製轉動體之製造方法包括：提供一高強度低合金鋼材，所述高強度低合金鋼材以總重為100wt%計算，包括0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質；將所述高強度低合金鋼材製成一轉動體粗胚；對所述轉動體粗胚進行第一段沃斯田鐵化處理；對第一段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第一段淬火急冷；對第一段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行第二段沃斯田鐵化處理；對第二段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第二段淬火急冷；以及對第二段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行至少兩次回火處理，以製得鋼製轉動體。
在一實施例中，一種高強度低合金鋼材，以總重為100wt%計算，包括0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質。
圖1顯示本發明鋼製轉動體之製造方法流程圖。參閱圖1之步驟S11，提供一高強度低合金鋼材，所述高強度低合金鋼材以總重為100wt%計算，包括0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質。
參閱步驟S12，將所述高強度低合金鋼材製成一轉動體粗胚，其步驟包括：
以電弧爐（EAF）對所述高強度低合金鋼材進行熔煉；
以電渣爐（ESR）對熔煉後之所述高強度低合金鋼材進行重熔精煉，以製得一鋼錠；及
鍛造所述鋼錠，以形成所述轉動體粗胚。在一實施例中，鍛造所述鋼錠之溫度為1200℃，且鍛造次數可為多道次。
參閱步驟S13，對所述轉動體粗胚進行第一段沃斯田鐵化處理。在此步驟中，所述第一段沃斯田鐵化處理之溫度為920-1170℃。
參閱步驟S14，對第一段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第一段淬火急冷。在此步驟中，所述第一段淬火急冷方式可為水淬或油淬。
參閱步驟S15，對第一段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行第二段沃斯田鐵化處理。在此步驟中，所述第二段沃斯田鐵化處理之溫度為840-880℃。
參閱步驟S16，對第二段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第二段淬火急冷。在此步驟中，所述第二段淬火急冷方式可為水淬或油淬。
參閱步驟S17，對第二段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行至少兩次回火處理，以製得鋼製轉動體。在此步驟中，所述回火處理之溫度為280-320℃。
參閱圖2，其係顯示本發明之製造方法所製得之鋼製轉動體之結構示意圖。依據本發明之上述製造方法所製得之鋼製轉動體(20)具有以下特點：芯部(21)強韌積不小於80k(MPa)
2√m；外部(22)強韌積不小於100k(MPa)
2√m；芯部(21)屈服強度與外部(22)屈服強度差不超過300MPa；及鋼製轉動體中之各類夾雜介在物嚴重程度等級不高於2。此外，因本發明所製得之鋼製轉動體的硬化強度貫穿深度大幅增加，故所述鋼製轉動體之最大直徑範圍可達到50cm至200cm，最大厚度範圍可達到10cm至50cm，且質量範圍可達到500kg至8000kg。
基於上述特點，本發明所製得之鋼製轉動體在轉動儲能設計上，可使轉動體尺寸變大或轉速加快，進而可提高儲能系統的儲能容量。
茲以下列實例予以詳細說明本發明，唯並不意謂本發明僅侷限於此等實例所揭示之內容。
[
發明例
1]
發明例1之高強度低合金鋼材組成為0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質。先以電弧爐(EAF)對上述鋼材進行熔煉，再以電渣爐(ESR)進行重熔精煉後，獲得直徑約550mm、長度約1600mm、總重約3噸的鋼錠。鋼錠以ASTM E415-17火花源原子放射光譜法測得鋼錠之合金組成為0.34wt%的碳、0.49wt%的錳、2.18wt%的矽、0.92wt%的鉻、2.75wt%的鎳、0.47wt%的鉬、0.29wt%的鈷、0.0064wt%的磷及0.0007wt%的硫。
接著，鋼錠在1200℃進行多道次的鍛造，使鋼錠最後形成直徑約1100mm、厚度約400mm之轉動體粗胚。
之後，將轉動體粗胚加熱至925℃進行第一次沃斯田鐵化處理後，將轉動體粗胚以水淬方式急冷至室溫。接著，再將轉動體粗胚加熱至860℃進行第二次沃斯田鐵化處理，並水淬急冷。最後，在300℃進行兩次回火處理後，即製得鋼製轉動體。
經上述熱處理調質後，分別對鋼製轉動體之芯部(轉動體圓心附近、厚度約200mm位置)及外部(轉動體圓周附近、厚度約200mm位置)進行拉伸及破斷韌性測試。以ASTM E8/E8M標準測試法，所測得芯部區域的抗拉強度為1383MPa、屈服強度為1095MPa；所測得外部區域的抗拉強度為1567MPa、屈服強度為1232MPa。以ASTM E399標準測試法，所測得芯部區域的破斷韌性為80MPa√m，所測得外部區域的破斷韌性為116MPa√m。
將各區域的屈服強度和破斷韌性相乘，所獲得芯部強韌積為87.6k(MPa)
2√m，外部強韌積為142.912k(MPa)
2√m，如下表1所示。此外，以ASTM E45標準測試法中之A法(最嚴重視場法)對鋼製轉動體之芯部區域，進行鋼中夾雜介在物(inclusion)的類型判別及嚴重程度等級統計，其結果如下表2。
[
比較例
1]
比較例1之鋼材組成是以300M鋼材之組成為目標，且同樣以電弧爐和電渣爐進行熔煉與精煉，以獲得直徑約550mm、長度約1600mm、總重約3噸的鋼錠。鋼錠以火花源原子放射光譜法測得鋼錠之合金組成為0.42wt%的碳、0.75wt%的錳、1.63wt%的矽、0.85wt%的鉻、1.85wt%的鎳、0.51wt%的鉬、0.07wt%的釩、0.006wt%的磷及0.0005wt%的硫。
比較例1之鋼錠的鍛造方式及條件與發明例1相同，以鍛造成與發明例1相同形狀及尺寸大小之轉動體粗胚。
之後，以習知常用的熱處理條件，將轉動體粗胚加熱至870℃進行沃斯田鐵化處理後水淬。最後，在300℃進行兩次回火處理後，即製得鋼製轉動體。
採用與發明例1相同的測試標準，對比較例1之鋼製轉動體之芯部及外部進行拉伸及破斷韌性測試。所測得芯部區域的抗拉強度為1211MPa、屈服強度為956MPa、破斷韌性為71MPa√m及強韌積為67.876k(MPa)
2√m；所測得外部區域的抗拉強度為1684MPa、屈服強度為1335MPa、破斷韌性為61MPa√m及強韌積為81.435k(MPa)
2√m，如下表1所示。另外，鋼製轉動體之芯部區域鋼中夾雜介在物的類型判別及嚴重程度等級統計，如下表2所示。
由表1之測試結果可知，以發明例1之鋼材組成及熱處理方式所製得之鋼製轉動體，其芯部區域和外部區域均較比較例1採用300M鋼材及習知熱處理方式，可獲得更高的淬透硬化強度及破斷韌性組合。此外，由於轉動體高速旋轉時，芯部區域所承受拉應力最大，因此，發明例1之鋼製轉動體將較比較例1之鋼製轉動體可承受較大的應力及疲勞破斷韌性，有利於提高轉動體的轉速或加大轉動體直徑，並達到提高儲能容量功效。另外，發明例1之鋼製轉動體的芯部及外部強度梯度(差異性)亦較比較例1之鋼製轉動體低。
[
發明例
2]
發明例2與發明例1之差異僅在電弧爐及電渣爐的熔煉過程中不額外添加鈷。因此，經電弧爐及電渣爐煉出的鋼錠，以ASTM E415-17火花源原子放射光譜法測得鋼錠之合金組成為0.29wt%的碳、0.48wt%的錳、1.97wt%的矽、0.99wt%的鉻、2.77wt%的鎳、0.50wt%的鉬、0.01wt%的鈷、0.0069wt%的磷及0.0009wt%的硫。
發明例2之鋼錠的鍛造方式及條件與發明例1相同，以鍛造成與發明例1相同形狀及尺寸大小之轉動體粗胚。
發明例2之轉動體粗胚的熱處理調質步驟及參數亦與發明例1相同，並製得鋼製轉動體。
採用與發明例1相同的測試標準，對發明例2之鋼製轉動體之芯部及外部進行拉伸及破斷韌性測試。所測得芯部區域的抗拉強度為1372MPa、屈服強度為1083MPa、破斷韌性為80MPa√m及強韌積為86.64k(MPa)
2√m；所測得外部區域的抗拉強度為1699MPa、屈服強度為1364MPa、破斷韌性為98MPa√m及強韌積為133.672k(MPa)
2√m，如下表1所示。另外，鋼製轉動體之芯部區域鋼中夾雜介在物的類型判別及嚴重程度等級統計，如下表2所示。
相較於比較例1，發明例2之鋼製轉動體具有較高的屈服強度及破斷韌性組合，可應用於較高的轉動體轉速或較大的轉動體。此外，發明例2之鋼製轉動體的芯部及外部強度梯度(差異性)亦較比較例1之鋼製轉動體低。
[
發明例
3]
發明例3與發明例2之差異僅在於熱處理調質處理中的第一次沃斯田鐵化處理溫度為1150℃，其餘參數條件皆相同。
採用與發明例1相同的測試標準，對發明例3之鋼製轉動體之芯部及外部進行拉伸及破斷韌性測試。所測得芯部區域的抗拉強度為1349MPa、屈服強度為1090MPa、破斷韌性為78MPa√m及強韌積為85.02k(MPa)
2√m；所測得外部區域的抗拉強度為1676MPa、屈服強度為1360MPa、破斷韌性為105MPa√m及強韌積為142.8k(MPa)
2√m，如下表1所示。另外，鋼製轉動體之芯部區域鋼中夾雜介在物的類型判別及嚴重程度等級統計，如下表2所示。
相較於比較例1，發明例3之鋼製轉動體具有較高的強度及破斷韌性組合，可應用於較高的轉動體轉速或較大的轉動體。此外，發明例3之鋼製轉動體的芯部及外部強度梯度(差異性)亦較比較例1之鋼製轉動體低。
[
發明例
4]
發明例4與發明例1之差異僅在電弧爐及電渣爐的熔煉過程中添加更多量的錳。因此，經電弧爐及電渣爐煉出的鋼錠，以ASTM E415-17火花源原子放射光譜法測得鋼錠之合金組成為0.29wt%的碳、0.89wt%的錳、2.13wt%的矽、0.92wt%的鉻、2.79wt%的鎳、0.55wt%的鉬、0.29wt%的鈷、0.0054wt%的磷及0.0007wt%的硫。
發明例4之鋼錠的鍛造方式及條件與發明例1相同，以鍛造成與發明例1相同形狀及尺寸大小之轉動體粗胚。
發明例4之轉動體粗胚的熱處理調質步驟及參數亦與發明例1相同，並製得鋼製轉動體。
採用與發明例1相同的測試標準，對發明例4之鋼製轉動體之芯部及外部進行拉伸及破斷韌性測試。所測得芯部區域的抗拉強度為1423MPa、屈服強度為1062MPa、破斷韌性為76MPa√m及強韌積為80.712k(MPa)
2√m；所測得外部區域的抗拉強度為1652MPa、屈服強度為1304MPa、破斷韌性為77MPa√m及強韌積為100.408k(MPa)
2√m，如下表1所示。另外，鋼製轉動體之芯部區域鋼中夾雜介在物的類型判別及嚴重程度等級統計，如下表2所示。
相較於比較例1，發明例4之鋼製轉動體具有較高的強度及破斷韌性組合，可應用於較高的轉動體轉速或較大的轉動體。此外，發明例4之鋼製轉動體的芯部及外部強度梯度(差異性)亦較比較例1之鋼製轉動體低。
[
比較例
2]
比較例2與比較例1之差異僅在於煉製的組成目標為300M鋼材組成範圍的最上限，且同樣以電弧爐和電渣爐進行熔煉與精煉，以獲得鋼錠。鋼錠以火花源原子放射光譜法測得鋼錠之合金組成為0.44wt%的碳、0.84wt%的錳、1.74wt%的矽、0.92wt%的鉻、2.12wt%的鎳、0.59wt%的鉬、0.16wt%的釩、0.007wt%的磷及0.0007wt%的硫。
比較例2之鋼錠的鍛造方式及條件與比較例1相同，以鍛造成與比較例1相同形狀及尺寸大小之轉動體粗胚。
比較例2之轉動體粗胚的熱處理調質步驟及參數亦與比較例1相同，並製得鋼製轉動體。
採用與發明例1相同的測試標準，對比較例2之鋼製轉動體之芯部及外部進行拉伸及破斷韌性測試。所測得芯部區域的抗拉伸強度為1425MPa、屈服強度為1103MPa、破斷韌性為63MPa√m及強韌積為69.489k(MPa)
2√m；所測得外部區域的抗拉強度為1789MPa、屈服強度為1464MPa、破斷韌性為68MPa√m及強韌積為99.552k(MPa)
2√m，如下表1所示。另外，鋼製轉動體之芯部區域鋼中夾雜介在物的類型判別及嚴重程度等級統計，如下表2所示。
比較例2在提高合金元素至300M鋼材的組成上限後，雖可提高鋼製轉動體之芯部的硬化強度，但亦會造成芯部的破斷韌性下降。因此，比較例2之鋼製轉動體的綜合力學組合性能仍比發明例1-4差。此外，比較例2之鋼製轉動體的芯部及外部強度梯度差異大，且外部強度更高，使得轉動體的表面加工不易，進而增加加工的時間及成本。
表1.發明例1-4及比較例1-2之鋼製轉動體之芯部及外部特性測試結果
表2. 發明例1-4及比較例1-2之鋼製轉動體中之夾雜介在物嚴重程度等級
| 抗拉強度 (MPa) | 屈服強度 (MPa) | 破斷韌性(MPa√m) | 強韌積((MPa) 2√m) | |||||
| 外部 | 芯部 | 外部 | 芯部 | 外部 | 芯部 | 外部 | 芯部 | |
| 發明例1 | 1567 | 1383 | 1232 | 1095 | 116 | 80 | 142912 | 87600 |
| 比較例1 | 1684 | 1211 | 1335 | 956 | 61 | 71 | 81435 | 67876 |
| 發明例2 | 1699 | 1372 | 1364 | 1083 | 98 | 80 | 133672 | 86640 |
| 發明例3 | 1676 | 1349 | 1360 | 1090 | 105 | 78 | 142800 | 85020 |
| 發明例4 | 1652 | 1423 | 1304 | 1062 | 77 | 76 | 100408 | 80712 |
| 比較例2 | 1789 | 1425 | 1464 | 1103 | 68 | 63 | 99552 | 69489 |
| 夾雜介在物嚴重程度等級 | ||||||||
| A類介在物 | B類介在物 | C類介在物 | D類介在物 | |||||
| 細系 | 粗系 | 細系 | 粗系 | 細系 | 粗系 | 細系 | 粗系 | |
| 發明例1 | 0 | 0 | 0.5 | 0 | 0 | 0 | 1 | 1 |
| 比較例1 | 0 | 0 | 0 | 0.5 | 0 | 0 | 1 | 1.5 |
| 發明例2 | 0 | 0 | 0 | 0.5 | 0 | 0 | 1 | 1 |
| 發明例3 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 1 | 1 |
| 發明例4 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 1 | 1 |
| 比較例2 | 0 | 0 | 0.5 | 0 | 0 | 0 | 1 | 1 |
上述實施例僅為說明本發明之原理及其功效，並非限制本發明，因此習於此技術之人士對上述實施例進行修改及變化仍不脫本發明之精神。本發明之權利範圍應如後述之申請專利範圍所列。
S11~S17:步驟
20:鋼製轉動體
21:芯部
22:外部
圖1顯示本發明鋼製轉動體之製造方法流程圖。
圖2顯示本發明之製造方法所製得之鋼製轉動體之結構示意圖。
S11~S17:步驟
Claims (11)
- 一種鋼製轉動體之製造方法，包括：提供一高強度低合金鋼材，所述高強度低合金鋼材以總重為100wt%計算，包括0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質；將所述高強度低合金鋼材製成一轉動體粗胚；對所述轉動體粗胚進行第一段沃斯田鐵化處理，所述第一段沃斯田鐵化處理之溫度為920-1170℃；對第一段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第一段淬火急冷，所述第一段淬火急冷方式為水淬或油淬；對第一段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行第二段沃斯田鐵化處理，所述第二段沃斯田鐵化處理之溫度為840-880℃；對第二段沃斯田鐵化處理後之所述轉動體粗胚進行第二段淬火急冷，所述第二段淬火急冷方式為水淬或油淬；以及對第二段淬火急冷後之所述轉動體粗胚進行至少兩次回火處理，以製得鋼製轉動體，所述回火處理之溫度為280-320℃。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中將所述高強度低合金鋼材製成所述轉動體粗胚之步驟包括：以電弧爐對所述高強度低合金鋼材進行熔煉； 以電渣爐對熔煉後之所述高強度低合金鋼材進行重熔精煉，以製得一鋼錠；及鍛造所述鋼錠，以形成所述轉動體粗胚。
- 如請求項2之鋼製轉動體之製造方法，其中鍛造所述鋼錠之溫度為1200℃。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體之芯部強韌積不小於80k(MPa)2√m。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體之外部強韌積不小於100k(MPa)2√m。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體之芯部屈服強度與外部屈服強度差不超過300MPa。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體中之各類夾雜介在物嚴重程度等級不高於2。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體之最大直徑範圍為50cm至200cm。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體之最大厚 度範圍為10cm至50cm。
- 如請求項1之鋼製轉動體之製造方法，其中所述鋼製轉動體之質量範圍為500kg至8000kg。
- 一種高強度低合金鋼材，以總重為100wt%計算，包括0.25-0.4wt%的碳、0.3-0.9wt%的錳、1.5-2.5wt%的矽、0.8-1.0wt%的鉻、2.5-3.0wt%的鎳、0.3-0.6wt%的鉬、0.01-0.5wt%的鈷、0.01wt%以下的磷、0.01wt%以下的硫以及其餘之鐵與不可避免之雜質。
Priority Applications (1)
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|---|---|---|---|
| TW108129553A TWI701349B (zh) | 2019-08-20 | 2019-08-20 | 鋼製轉動體之製造方法及其使用之高強度低合金鋼材 |
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| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
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| TW108129553A TWI701349B (zh) | 2019-08-20 | 2019-08-20 | 鋼製轉動體之製造方法及其使用之高強度低合金鋼材 |
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| TW201346043A (zh) * | 2012-05-08 | 2013-11-16 | China Steel Corp | 高耐磨工具鋼之製造方法 |
| CN103789683A (zh) * | 2012-11-03 | 2014-05-14 | 锡山区鹅湖慧盾机械厂 | 一种耐腐蚀轴承的制备方法 |
| CN104232875A (zh) * | 2014-07-17 | 2014-12-24 | 北京科技大学 | 一种盾构机3m轴承套圈的热处理工艺 |
| CN105587771A (zh) * | 2016-02-23 | 2016-05-18 | 安徽省宁国顺昌机械有限公司 | 一种使用寿命长轴承 |
-
2019
- 2019-08-20 TW TW108129553A patent/TWI701349B/zh active
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| TW201346043A (zh) * | 2012-05-08 | 2013-11-16 | China Steel Corp | 高耐磨工具鋼之製造方法 |
| CN103789683A (zh) * | 2012-11-03 | 2014-05-14 | 锡山区鹅湖慧盾机械厂 | 一种耐腐蚀轴承的制备方法 |
| CN104232875A (zh) * | 2014-07-17 | 2014-12-24 | 北京科技大学 | 一种盾构机3m轴承套圈的热处理工艺 |
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