云昊[1]（2021）在《废硬质合金刀片切削性能再生及其清洁回收工艺研究》文中认为硬质合金刀具的用量随着制造业的飞速发展越来越大,钨、钴资源作为制造硬质合金的重要原材料储量有限且不可再生。面对硬质合金材料的大量消耗和原材料不足的矛盾,废硬质合金刀具的价值逐渐受到重视。开展硬质合金材料的循环利用研究,最大限度的利用钨、钴资源,是可持续发展的必然要求。硬质合金原材料再生周期长,回收料与新品质量差距较大,因此,废硬质合金不建议直接回收钨和钴再生利用。本文以废硬质合金刀片切削性能再生及其清洁回收工艺为研究对象,针对切削性能可再生的废硬质合金刀片,通过改制或焊接修复实现其高效、高质量利用;设计并制备梯度PCBN刀头材料用于焊接修复废硬质合金刀片,进一步提升其再生切削性能。废硬质合金刀片切削性能无法再生,通过回收基体材料中的有价物质再生利用。此时由于大部分的刀片都具有涂层,涂层与硬质合金成分差别较大,为了提高再生料的质量,必须将涂层去除,由此本文又提出了激光-水射流复合加工去除涂层工艺,提高基体的回收质量和再生料的纯净度。废硬质合金刀片的再利用应首先对其回收质量进行评估,切削性能可再生的废硬质合金刀片经过改制或焊接修复重新用于切削加工。建立BP神经网络用于改制刀片剩余寿命评估,发现BP神经网络预测模型的最大相对误差在10%以内,能够较好的评估改制刀片的剩余寿命;在合理的加工方式及工艺参数条件下,改制刀片的剩余寿命为1000-1500m,表明刀片改制是一种高效、合理利用废硬质合金刀片的方式,能够有效延长刀片的总使用寿命,提高废硬质合金刀片的回收效率。利用焊接修复使废硬质合金刀片切削性能再生,提出了切削性能再生的技术性、经济性和绿色性评价方法,并结合连续切削淬硬钢和断续切削球墨铸铁试验验证评价方法的可行性。结果表明:初步利用均质PCBN 刀头材料焊接修复废硬质合金刀片,不仅刀片的再生切削性能优于原涂层硬质合金刀片,而且降低了刀具的使用成本和回收过程的资源和能源消耗,更符合可持续利用的要求。分析均质PCBN刀头材料连续切削淬硬钢和断续切削球墨铸铁的失效形式,以提高均质PCBN材料强度、耐磨性和抗热震性为目标,将梯度结构引入PCBN材料。通过工件与刀具之间的物化相容性分析确定了梯度PCBN刀头材料体系:基体相为CBN,粘结相为TiC、Al和Co。建立了三层梯度PCBN刀头材料的宏观结构模型,利用有限元仿真分析层厚比和层间组分对残余应力分布的影响,并据此优化梯度结构。针对断续切削对刀具材料韧性的要求,通过仿真分析对比梯度和均质PCBN刀头材料的抗机械冲击能力;针对连续切削对刀具材料耐磨性的要求,通过仿真分析均质和梯度PCBN刀头材料连续切削淬硬钢的切削合力和切削热。结果表明:梯度PCBN刀头材料形成了以径向应力为主的残余应力,表层为压应力,中间层为拉应力,适当的增大层间组分梯度、减小层厚比能形成更有利的残余应力分布形式,提升梯度PCBN刀头材料的力学性能。在相同的冲击条件下,梯度PCBN刀头材料具有较好的抗机械冲击的能力;连续切削淬硬钢,梯度PCBN刀头材料切削性能较优,切削合力较小、切削温度较低。根据梯度PCBN刀头材料的设计方案,采用粉末分层铺填和高温高压烧结技术制备梯度PCBN刀头材料,通过优化梯度结构、层间组分和烧结工艺以达到力学性能最优。结果表明:层间组分为C1/C4/Cl,层厚比为0.3,烧结温度为1500℃,保温时间为10 min,梯度PCBN刀头材料的力学性能最优。与均质PCBN 刀头材料,梯度PCBN 刀头材料抗弯强度和硬度分别提高13%和14%。对烧结温度进行优化,发现材料组分中的Al和Co可以与CBN发生化学反应,烧结温度低于1450℃,反应产物为AlN和Co2B;烧结温度高于1450℃时,反应产物中的AlN逐渐向AlB2转化,Co2B含量基本不变,烧结温度达到1550℃时,Al的化合物只存在AlB2,而产物AlB2对材料力学性能存在不利影响。因此,梯度PCBN刀头材料的烧结需要合理控制烧结温度,抑制不利于材料性能产物的生成。对比裂纹在均质和梯度PCBN刀头材料层间的扩展形式,发现梯度材料的裂纹扩展在局部会产生更多的偏转,材料断裂时消耗更多的能量;对比裂纹在两种材料表层的扩展形式,发现均质材料裂纹扩展路径较为平直,裂纹扩展形式以穿晶为主;梯度材料裂纹在扩展路径中发生明显的偏转和桥联,裂纹扩展形式同时包含了穿晶和沿晶,表明梯度PCBN刀头材料的韧性较优。梯度PCBN刀头材料的强韧化机理从两个方面进行分析:梯度PCBN刀头材料层间热膨胀系数失配,在表层形成残余压应力;混合粒径烧结的梯度PCBN刀头材料,小粒径CBN颗粒具有“钉扎”强化的作用。对比均质和梯度PCBN刀头材料连续切削淬硬钢和断续切削球墨铸铁的性能,发现焊接式梯度PCBN 刀片切削性能较优,其刀具寿命相比焊接式均质PCBN刀片分别提升约31.4%和14.7%。废硬质合金刀片切削性能无法再生时,只能回收基体中的有价物质再生利用。本文重点研究废涂层硬质合金的清洁再生方法,提出了激光-水射流复合加工去除涂层工艺,建立了激光-水射流复合加工能效模型优化工艺参数,利用遗传算法求解能效模型。结合试验对比单目标与多目标工艺参数优化,发现利用能效模型优化工艺参数是在保证加工效率的前提下实现了能耗的最小化。对比高温氧化+球磨的传统涂层去除工艺,激光-水射流复合加工去除涂层精度较高,对基体的损伤较小,能够完全去除涂层,达到了基体材料清洁、高质量回收的目的;而高温氧化+球磨去除涂层对基体的损伤较大,损失了部分有价物质,并且存在涂层残留,基体回收质量较低。
吴彼[2]（2021）在《钛合金表面二硼化钛涂层制备及其摩擦学行为研究》文中进行了进一步梳理航空发动机压气机中铝基封严涂层的使用可以显着提高压气机气路密封性能。铝基封严涂层以自身的牺牲磨耗而实现保护钛合金叶尖的目的。但其在高速刮擦过程中易于大量粘着转移至叶尖表面,进而降低发动机转子系统运行稳定性。在钛合金叶尖表面沉积制备功能化抗粘着磨损涂层是抑制铝基封严涂层粘着转移的有效方法之一。本文采用闭合场非平衡磁控溅射工艺在钛合金基体表面制备TiB2涂层,通过工艺参数的优化,调控TiB2涂层结构与性能。在此基础上对TiB2涂层进行多层结构设计,进一步改善涂层的机械性能和摩擦学行为。而后使用摩擦磨损实验机模拟航空发动机压气机高温和高速工况,研究钛合金表面TiB2涂层与铝基封严涂层（工业纯铝）在磨损过程中Al的粘着转移行为及规律。全文通过实验分析,获得的主要结论如下:改变磁控溅射工艺参数中的靶基距可调控钛合金表面TiB2涂层成分、结构和硬度。靶基距由50 mm提高至200 mm,TiB2涂层结构由具有（001）晶面择优取向的致密无特征结构转变为（101）晶面择优取向的柱状晶结构,涂层硬度降低。同时,洛氏压痕法评价的TiB2涂层与钛合金基体结合强度得到大幅改善,结合强度评级由HF5级提高至HF1级。通过实验分析结果,提出基于涂层硬度和显微结构的膜基结合强度评价因子G,其与洛氏压痕法膜基结合强度评级能够良好对应。在不同溅射功率和基体偏压条件下,沉积涂层生长始终遵循总自由能最低原则。随溅射功率的提高或基体偏压的降低,生长涂层表面能和应变能相互竞争,使涂层由（001）择优取向转变为（101）择优取向。涂层显微结构、残余应力和硬度亦随之发生改变。此外,溅射功率和偏压的调整对涂层膜基结合强度和断裂韧性存在影响,并最终改变涂层的摩擦学行为。当溅射功率为500W,基体偏压为-60 V时,钛合金表面TiB2涂层体现出较佳的断裂韧性（1.99 MPa·mm1/2）和较低磨损率（3.30×10-5mm3N-1m-1）。对比分析涂层性能和磨损率,获得钛合金表面TiB2涂层与Si3N4球对摩的磨粒磨损耐磨性综合评价指标。通过有限元应力分析方法优化TiB2/Cr多层涂层层厚比Q的设计,参照有限元模型设计,采用磁控溅射工艺在钛合金基体表面制备TiB2/Cr多层涂层。多层结构使涂层内部残余压应力得到有效释放,涂层硬度降低,膜基结合强度和韧性得到改善。在Q=0.5时,由于TiB2/Cr多层涂层具有最小的等效应力集中面积和最佳的断裂韧性,因而获得优异的耐磨性,其磨损率仅为TiB2单层涂层的30%左右。采用高温销-盘摩擦磨损实验机评价模拟航空发动机压气机的高温工况下沉积TiB2涂层钛合金基体与工业纯铝对摩的粘着磨损行为。研究发现当温度升高至150℃时,由于TiB2涂层表面H3BO3润滑膜的形成,使摩擦系数处于较低水平。TiB2涂层磨痕表面Al粘着转移层覆盖率低于室温条件。随温度进一步提高至300℃,H3BO3润滑膜分解,摩擦系数升高,涂层磨痕表面Al粘着转移层覆盖率和转移层厚度亦大幅增加。Al销的涂抹和剪切机制相互竞争,共同决定涂层表面Al的粘着转移程度。此外,滑动速度的提高,促进Al销对Al粘着转移层的剪切去除,进而降低TiB2涂层磨痕表面Al粘着转移层覆盖率。最后,将涂层磨痕内Al粘着转移程度与Al销磨损程度进行归一化处理,获得给定对摩副的抗粘着磨损能力系数Ac,其可以更加准确的表征对摩副的抗粘着磨损性能。采用高速刮擦实验机评价模拟航空发动机压气机的高速工况下Ti6A14V叶尖和沉积TiB2涂层的Ti6A14V叶尖与Al-hBN封严涂层的高速刮擦磨损行为。通过对Al粘着的Ti6A14V叶尖界面进行表征和分析,建立Al粘着的Ti6A14V叶尖高速刮擦摩擦学界面反应和热应力分布模型。当刮擦线速度为300m/s时,Al粘着的Ti6A14V叶尖界面处存在梯度成分Ti-Al界面扩散反应层,可有效释放界面处的热应力,使Al粘着转移层和Ti6A14V叶尖紧密结合。因此在高刮擦线速度条件下,Al-hBN封严涂层向Ti6A14V叶尖粘着转移现象严重。采用磁控溅射工艺在Ti6A14V叶尖表面沉积制备TiB2涂层可有效抑制Al-hBN封严涂层的粘着转移现象。在高刮擦线速度下（300m/s）,TiB2改性钛合金叶尖表面存在较薄的Al粘着转移层,Al粘着转移层与TiB2涂层界面间会出现界面反应层。由TiB2/Al界面反应和热应力分布模型可发现,TiB2/Al界面处较薄的界面反应层使界面处产生较高的热应力,界面反应层和Al粘着转移层易与TiB2涂层发生剥离。因此沉积TiB2改性Ti6A14V叶尖表面Al粘着转移现象得到有效抑制。
梁婷[3]（2021）在《DD6合金表面电火花沉积涂层抗氧化性能研究》文中研究指明镍基单晶高温合金由于优异的高温力学性能而被广泛应用于航天、航空、军工等领域,在其表面沉积高温抗氧化涂层可进一步提高它的高温抗氧化性能。本文采用电火花沉积技术在二代镍基单晶高温合金DD6表面分别制备了AlCoCrFeNi高熵合金涂层和与基体成分相同的DD6微晶涂层,将试样放进高温马弗炉进行1100℃恒温氧化试验,利用SEM、EDS和XRD检测手段分析涂层的微观组织形貌、元素成分及相组成,研究了DD6高温合金和两种涂层的氧化行为及涂层体系的互扩散行为,主要研究内容如下:利用电火花沉积技术制备的AlCoCrFe Ni高熵合金涂层由BCC和FCC两相组成,DD6微晶涂层由γ/γ′相组成,两种涂层表面均为涌溅形貌,与基体呈冶金结合。AlCoCrFeNi高熵合金涂层在200 h内的氧化动力学曲线近似符合抛物线规律,而DD6高温合金基体与DD6微晶涂层的氧化动力学曲线在0～80 h内大致符合抛物线规律,在80～200 h内氧化增重呈线性增长;AlCoCrFeNi高熵合金涂层的氧化增重仅是DD6高温合金的2/5,DD6微晶涂层的氧化增重为DD6高温合金的1/2,说明AlCoCrFeNi高熵合金涂层和DD6微晶涂层均能明显提高基体的抗氧化性能。经1100℃氧化200 h后,DD6高温合金在氧化后表面形成的氧化膜包括Ni O外层,Ta Ox和Ni Ta2O6、Ni Al2O4、Ni Cr2O4尖晶石混合物中间层,以及α-Al2O3内层,表面氧化膜发生大面积剥落;AlCoCrFeNi高熵合金涂层氧化后表面生成了连续且致密的α-Al2O3及少量的Ni Al2O4、Ni Cr2O4尖晶石,氧化膜几乎未发生剥落,仅在局部区域由于α-Al2O3膜被破坏,尖晶石数量增多;DD6微晶涂层氧化后表面生成的氧化物与基体表面形成的氧化物相同,但其表面氧化膜剥落区域较DD6高温合金显着减少。经1100℃氧化200 h后,AlCoCrFeNi高熵合金涂层下方形成了互扩散区（IDZ）和二次反应区（SRZ）,但没有出现有害的Kirkendall孔洞,而在DD6微晶涂层体系中没有发生元素互扩散现象。
王一顺[4]（2020）在《精密金属陶瓷微铣刀的设计与制造及切削性能研究》文中进行了进一步梳理与常规金属切削刀具相比,微细切削刀具的几何结构和切削机理与之存在较大差异。高速钢、硬质合金（包括涂层）、陶瓷、CBN和金刚石为目前主流的常规金属切削刀具材料,而微细切削刀具的材质多数为高速钢和硬质合金,鲜有陶瓷材质制作微铣刀的成功研究报道。陶瓷作为刀具材质候选之一,其具有高硬度、良好耐磨性和耐热性,理论上也能够满足微细切削加工的要求,尤其是难加工材料的微细切削加工需求。由此,本文针对目前硬质合金微铣刀的耐磨能力不高,涂层微铣刀面临着涂层易剥落和刃口锋利度不够的问题,将综合力学性能介于硬质合金和立方氮化硼之间的金属陶瓷材质用于制作微铣刀,开展全新的微铣刀刀具材质、设计与制造技术及其切削性能的研究。总研究思路为:以难加工材料TC4钛合金为切削对象,从刀具材料制备与力学性能角度,优化制备适用于制作微铣刀的金属陶瓷刀具材质,评估金属陶瓷材质的力学性能与行为;从刀具结构设计与制造角度,设计φ0.3～φ1.0 mm微铣刀的空间几何结构,并进行结构创成研究;从切削受载角度,论证金属陶瓷材质能够满足微铣刀的切削性能要求;从应用角度,开展金属陶瓷微铣刀铣削TC4钛合金的切削性能研究。本研究能扩大和丰富微细刀具种类,为难加工材料微细结构加工制造提供刀具支持和工具保障,具有较好的学术研究与工程应用价值。具体研究工作如下:在课题组前人刀具材料制备研究的基础上,针对微细铣削加工的特点及其对微细刀具的材质和结构的要求,选用典型难加工材料TC4钛合金为切削加工对象,开展金属陶瓷材质的优化制备与性能评估研究。结果表明,烧结温度为1475℃时,金属陶瓷材质的微观组织最为均匀且细小,其抗弯强度、维氏硬度和断裂韧度均达到最优值;在微铣工况下刀具所应承载的温度范围内,金属陶瓷材质的高温抗弯强度呈现升高的趋势,其高温硬度和高温断裂韧度呈现降低的趋势,并且金属陶瓷材质的高温抗裂纹扩展能力得到了提高。开展φ0.3～φ1.0 mm金属陶瓷微铣刀空间几何结构设计及其创成工艺研究。考虑金属陶瓷刀具材料的力学性能和微细加工特征,研究适用于金属陶瓷微铣刀的空间几何结构,并设计双锥度颈部结构、刀尖保护结构和刀尖形状等空间几何结构;开展金属陶瓷微铣刀三维铣削TC4钛合金的仿真模型研究,优选金属陶瓷微铣刀的螺旋角、周刃径向前角及其后角;基于Helitronic Tool Studio工具刃磨软件,创成金属陶瓷微铣刀的空间几何结构,制定刃磨金属陶瓷微铣刀的制造工艺规划及参量,建立刃磨金属陶瓷微铣刀螺旋槽时的磨削力数学模型。结果表明,通过铣削实验验证了仿真模型的有效性;刃磨φ0.3 mm金属陶瓷微铣刀螺旋槽时,作用在金属陶瓷微铣刀刃部的最大拉应力σmax≤231.8 MPa,该值小于金属陶瓷材质的抗拉强度,由第一强度理论可知,在弯矩作用下其刃部结构不会发生断裂现象,成功制造出了φ0.3～φ1.0 mm金属陶瓷微铣刀。从切削受载角度,论证金属陶瓷材质能够满足微铣刀的切削性能要求。开展金属陶瓷微铣刀刃口微区受载应力模型和铣削力模型研究。结果表明,通过微细铣削实验验证了该模型的正确性,并且论证了金属陶瓷微铣刀切削刃上的最大法向接触应力均小于金属陶瓷材质的抗压强度,故金属陶瓷微铣刀能够承载刃口微区的应力而不发生破损。从应用角度,开展金属陶瓷微铣刀铣削TC4钛合金的切削性能研究。探索φ0.3～φ1.0 mm金属陶瓷微铣刀的磨损、破损机理及其加工质量。结果表明,四种不同直径的金属陶瓷微铣刀均具有良好的切削性能,φ0.3 mm、φ0.5 mm和φ0.8 mm金属陶瓷微铣刀的主要损坏形式均为磨损,其主要磨损机理为粘结磨损,主要磨损形态为后刀面磨损;φ1.0 mm金属陶瓷微铣刀的主要损坏形式为破损。相对于涂层和未涂层硬质合金微铣刀,金属陶瓷微铣刀的加工效率增高,并且可获得较小的毛刺宽度和表面粗糙度。
张健[5]（2020）在《退火条件下少量合金元素钛对铜抗氧化能力的影响》文中进行了进一步梳理在金属材料领域,铜（Cu）由于其优良的导电导热性、机械加工性以及抗菌性而广泛应用于电子电器、家电机械和医疗设备领域之中。但在长期服役的过程中,由Cu及其合金制作的部件通常面临被氧化的问题。一般的抗氧化方法诸如表面钝化、电镀喷漆等都不可避免的带来酸碱废液、废渣等环境问题。近年来,有人提出通过在铜中添加少量合金元素并在惰性气氛中对其进行热处理的方法,在铜表面自生形成一层抗氧化薄膜从而达到阻止铜进一步被氧化的目的。该方法因其能有效提高铜的抗氧化能力且对环境没有破坏作用而备受人们的关注。钛（Ti）作为一种储量丰富的耐蚀金属,通常可作为合金元素与Cu形成合金使用。为改良铜合金氧化现象,优化处理工艺,本论文以添加少量合金元素Ti（0.2、0.5、1.0 wt.%）的Cu Ti合金作为研究对象,将其在氩氢混合保护气氛下进行退火处理。本文运用电子扫描电镜、热重分析等方法,对经过不同温度,不同时间退火处理后的合金样品的氧化行为进行了探讨。实验结果表明,通过添加少量Ti合金元素形成的Cu Ti合金,在保护气氛下经过退火工艺处理后,在合金表面生成了相对致密的金红石型的Ti O2氧化膜。在1 atm氧气、400oC的氧化条件下,通过对比不同退火条件获得的Cu Ti样品的氧化增重曲线,我们发现,随着合金元素Ti含量的增加、退火温度的升高以及退火时间的延长,相对于纯铜,Cu Ti合金的抗氧化性能均逐渐得到提高。尤其当合金元素含量高于0.5 wt.%、退火温度超过800oC、退火时间超过12 h时,我们所获得的Cu Ti合金样品氧化后的增重幅度已不明显。经实验分析,退火后在表面形成的相对致密的金红石型Ti O2保护膜对提高铜的高温抗氧化能力有明显的促进作用。此外,我们还研究了相同退火条件下,合金元素Al的添加对Cu Ti合金抗氧化能力的影响。研究发现,Al元素能诱导Ti O2氧化膜的生成,降低其形成温度和时间,并在基体和金红石型Ti O2之间,形成了Al的氧化物,阻碍了O元素与基体的接触,进一步地提高了Cu Ti合金的抗氧化能力。
张权[6]（2020）在《复合PVD氮化物刀具涂层的制备及其性能研究》文中进行了进一步梳理表面涂层可有效减少刀具的切削磨损、提升加工效率以及加工质量,已成为金属切削领域的研究重点。作为一种典型的刀具涂层,AlTiN具有良好的硬度和热稳定性,已成功在工业上获得大规模应用。然而,对生产效率的不尽追求以及难加工材料的普及应用给切削加工刀具及其表面涂层材料提出了愈来愈高的要求。刀具涂层不仅需具备高硬度和耐磨性,还要有优异的结合力和高温稳定性。纵观整个制造业的升级转型,无一不从生产技术和材料两方面来进行推动。刀具涂层的PVD制备技术有电弧离子镀和磁控溅射,它们各有优势、相互补充。而在材料设计方面,成分调制的纳米多层结构能结合不同组元的特点,且能协同提高硬质涂层的硬度和韧性,是近年来氮化物硬质涂层的研究热点。本文从纳米多层结构的设计出发,系统研究了 AlTiN/AlCrSiN涂层的结构和高温性能;然后基于电弧离子镀/磁控溅射复合沉积技术的开发,制备具有高膜基结合力和低残余应力的AlTiN基纳米多层涂层,并详细研究其高温摩擦磨损、抗氧化性能和高速干式切削性能,取得的主要研究成果如下:1)采用电弧离子镀制备具有不同调制周期的AlTiN/AlCrSiN纳米多层涂层,研究发现,当调制周期为8.3 nm时,AlTiN/AlCrSiN涂层表现最优的的力学性能,且在1000℃氧化后仅形成～0.3 μm厚的氧化层。高温摩擦磨损实验结果表明AlTiN/AlCrSiN（Λ=8.3 nm）涂层具有比单层涂层更为优异的耐磨性。在对SKD11模具钢的高速干式车削试验中,AlTiN/AlCrSiN（Λ=8.3 nm）涂层刀具的切削寿命是单层AlTiN涂层刀具的～4.5倍。2)电弧/溅射复合沉积的过程参数（如气体总压、氮气分压、溅射功率等）对AlTiN涂层的结构和性能有着显着影响。复合沉积AlTiN涂层是由电弧层和溅射层周期性堆叠而成,具有纳米多层结构。当调制周期为9.0 nm和调制比为3:1时,溅射AlTiN层在电弧AlTiN层实现外延生长,复合沉积涂层具有最高硬度值（>33 GPa）和良好的韧性、结合力,其在室温和高温下均表现出比单一电弧或溅射沉积的AlTiN更好的耐磨性。3)电弧/溅射复合沉积AlTiN/AlCrN纳米多层涂层具有面心立方结构,表现为柱状晶生长形貌。当调制周期为9.3 nm时,受剪切模量差、Hall-Patch以及交变应力场等强化机制的共同作用,AlTiN/AlCrN涂层表现出最大的硬度和H/E*比值。高温氧化过程中,AlTiN/AlCrN涂层表面生成致密的（Al,Cr）203混合氧化物,抗氧化性能显着提升。优异的力学与高温抗氧化性能让复合AlTiN/AlCrN涂层具有更好的耐磨性。4)进一步对复合沉积AlTiN（H-AlTiN）涂层的高速切削性能进行研究,并与商用AlTiN涂层（B-AlTiN）进行对比。高速干式切削316L不锈钢中,相同切削距离下B-AlTiN涂层刀具的后刀面磨损宽度是H-AlTiN涂层刀具的1.7倍。其中,B-AlTiN涂层刀具的主要磨损形式为切削刃的沟槽磨损与粘结磨损、磨粒磨损、氧化磨损以及扩散磨损造成的前、后刀面磨损;而H-AlTiN涂层刀具则表现为切削刃口涂层的轻微磨损与粘结磨损、磨粒磨损、氧化磨损以及扩散磨损造成的前、后刀面磨损。车削QT600-3球墨铸铁时,B-AlTiN涂层刀具的磨损机理为前、后刀面的热疲劳裂纹扩散与磨粒磨损、氧化磨损、粘着磨损以及扩散磨损造成的前、后刀面磨损;而H-AlTiN涂层刀具则为磨粒磨损、氧化磨损、粘着磨损以及扩散磨损造成的前、后刀面磨损。H-AlTiN涂层具有更高的硬度、结合强度以及韧性,因此在316L不锈钢与QT600-3球墨铸铁高速干式切削中表现出比B-AlTiN涂层刀具更优异的抗磨损性能。
程恺[7]（2020）在《稀土氧化铈增韧WC/MgO复合材料的制备及其力学性能研究》文中进行了进一步梳理自首次提出采用粉末冶金法制备碳化钨（WC）类硬质合金以来,高硬度、高耐磨性、热稳定性使其在切削工具、矿山工具、精密模具、耐磨零件等制造领域展现出了核心竞争力。在WC类硬质合金的发展历程中,经成分配比、制备工艺参数的调整,衍生出了多种牌号,生产出一系列高效的工具材料和结构材料以适应不同程度的服役情景。其中为材料提供韧性的Co作为粘结相是传统硬质合金中不可或缺的存在,而Co高温易软化,活性高,耐蚀差等问题限制了其使用性能。另外,钴矿产资源在全球分布不均、储量少,我国的钴矿开采成本又高。因此,探究综合力学性能可比拟传统硬质合金的新型代Co类无粘结相WC基硬质合金具有十分重要的应用价值。近些年来,对于采用无机金属氧化物MgO代替Co真空热压烧结制备WC/MgO复合材料已有一些理论基础和实际制备成果,包括原料粉末的处理、成分配比的优化、烧结工艺路线的确定等,这些成果已作为本文可参考的实验基础。本文借鉴了在工业陶瓷领域内已广泛地被选作添加剂的稀土氧化物,尝试将氧化铈（CeO2）掺入WC/MgO中,并改变CeO2添加量与工艺参数,研究了WC/MgO复合材料在CeO2烧结助剂影响下的组织致密化对应力学性能的变化规律,CeO2对合金物相组成的影响,以及讨论了稀土添加剂在WC/MgO复合材料中的作用机理。分析了具有不同组织参数的复合材料其微观结构特征与裂纹模式对应性能之间的关系规律,并探讨了第二相颗粒偏转增韧效应。本文作为应用性基础研究,还为工业化生产时,选择所需性能的优化方向提供了一种理论方法,同时也为同类材料的探究提供了思路。本文的主要研究结果如下:1.通过高能球磨法与热压烧结技术,以CeO2作为添加剂制备了WC-4.3wt%MgO-（0,0.05,0.15,0.25,0.5）wt%CeO2烧结块体,分析了CeO2含量对烧结块体的物相组成、显微组织形貌、压痕裂纹样式和力学性能的影响。结果表明:CeO2有助于减少W2C杂质相峰,阻碍WC在烧结时的脱碳过程,并且发现Ce4+在固相烧结过程中有被部分地还原为Ce3+,这被认为与块体韧性上升有关。当CeO2优化至0.15wt%时,呈现出细化、均匀组织的作用,WC晶粒轮廓趋于圆润,其平均晶粒尺寸最小,致密度达96.979%。表面压痕裂纹判定为巴氏裂纹,测得维氏硬度16.251GPa,断裂韧性10.326MPa·m1/2（30kgf下）,裂纹细长弯曲,除沿晶断裂外,还发现有部分穿晶断裂和裂纹分叉。此时获得了最高的抗弯强度904.6MPa,这与致密度、WC平均晶粒尺寸显着相关。2.以WC-4.3wt%MgO-0.15wt%CeO2质量分数配比为基础,在选定的1580℃1720℃段内,探究了烧结块体的组织致密化与力学性能关于温度的变化关系。结果表明:WC晶粒随温度的持续提高而出现明显粗化现象,但致密化提升的程度有限。在1650℃、f=96.979%、WC平均晶粒1.674μm时,配合有较好的力学性能,CeO2能起到抑制烧结时晶粒异常长大的作用,还改善了第二相MgO在WC基体中的分散均匀性。由阿仑尼乌斯方程计算得出,添加CeO2的样品在烧结保温过程中的晶粒生长激活能为459.13kJ/mol,比未添加烧结助剂的纯样品有所提高。CeO2有提高激活能的趋势推断是WC晶粒表面能或晶粒间的界面能降低的结果。3.针对烧结温度因素与保温时长因素,设计了一个中心复合实验。对于硬度响应和断裂韧性响应,确定均可使用二元二次多项式回归模型,二阶回归方程中各回归参数估计值则由最小二乘法给出,并对回归方程与各回归系数作显着性检验。使用正则分析法,通过比较正则形式方程各变量前系数的大小,可知时长因素对性能响应的影响程度比温度因素大。用响应曲面法（RSM）探究了回归方程的曲面性质,根据实际情况所需进行约束,从而得到合理的工艺参数实施可行域。
陈钊杰[8]（2020）在《高精度碳化硅单晶刀具的电化学机械复合高效刃磨技术研究》文中研究表明近年来,随着先进光学透镜、电子部件、精密仪器和医疗器械对复杂形状与高精度表面的要求的日益提高,超精密加工技术也在不断发展。针对现有切削刀具材料化学稳定性低,高温易损耗,刀具寿命短等问题,本文提出使用高硬度和高化学稳定性兼备的单晶碳化硅（SiC）作为超精密加工用的刀具材料。研究围绕单晶碳化硅刀具的高效精密制备目标,针对碳化硅刀具刃磨困难等问题,提出了电化学射流辅助磨削加工的方法,以实现低损伤、高表面光洁度和高效的加工需求。为此,本文进行了一系列研究,具体内容如下:在文献调查的基础上对刀具发展概况及不同刀具的特点进行概述,提出新型单晶碳化硅刀具,并分析国内外刀具刃磨以及碳化硅加工的技术现状,提出电化学射流辅助磨削的新方法。以此方法为目标,首次对单晶碳化硅的电化学特性进行研究,使用三电极系统研究了其极化曲线与金属的差异,并通过改变电解液离子种类、离子浓度、阳极电位等不同电化学条件,分析4H-SiC的阳极氧化行为,归纳出获得最佳的氧化速率的电解液类型及其质量浓度,通过分析氧化后表面形貌以及表面物质组成,总结出单晶SiC的阳极氧化原理;研究4H-SiC的电化学射流局部氧化特性,对4H-SiC表面进行选择性氧化,分析了不同电流密度下产生氧化膜的形貌差异及产生原因,基于静态单点与动态扫描射流氧化实验研究射流参数对氧化膜形貌以及厚度的影响,通过卷积法的原理总结出形成均匀致密的大区域氧化膜形成条件;开发并探究电化学射流辅助磨削工艺,对比研究电化学射流辅助与传统机械磨削的效果。分析磨削后碳化硅晶体材料的表面完整性,研究不同磨削参数对磨削效果的影响,通过正交实验法对不同参数的影响程度以及最佳组合进行研究,提出了磨削过程的材料去除机理;从刀具设计出发,通过原材料的电火花线切割,机械刃磨和电化学射流辅助刃磨工艺完成刀具制作;观测刀具表面光洁度以及刀刃圆弧半径,通过不同刃磨工艺探究单晶碳化硅刀具的刀刃极限锋利度。此论文所提出的电化学射流辅助磨削方法不仅可以应用于单晶碳化硅刀具制作,也可以应用于其它类似于单晶碳化硅性质特点的材料的磨削抛光。
刘志宏[9]（2020）在《等离子熔化沉积Cr3Si/TiC/Inconel 718复合材料组织及性能研究》文中提出发动机涡轮盘涡轮叶片榫头部位在承受复杂应力的同时长期承受高温微动磨损,要求叶片应同时具备优异的高温持久强度及良好的高温耐磨性。单一高温合金材料不具备如此多优良性能,开发综合高温力学性能优异及高温耐磨性良好的先进高温合金基复合材料成为必然选择。本文以成分配比（wt.%）分别为Inconel 718-Cr50.4-Si9.6,Inconel 718-Cr58.8-Si11.2,Inconel 718-Cr58.8-Si11.2-Ti8.3-镍包石墨1.7,Inconel 718-Cr54.6-Si10.4-Ti12.5-镍包石墨2.5和Inconel 718-Cr50.4-Si9.6-Ti16.7-镍包石墨3.3的系列混合粉末为原料,利用等离子熔化沉积快速成形技术制备了以具有高熔点、高模量、高温硬度高、高温耐磨性优异的过渡族金属硅化物Cr3Si为高温耐磨增强相,以具有高熔点、较负的吉布斯自由能、适中的密度、高硬度、高模量、优异的耐磨性及热稳定性的金属陶瓷相Ti C为联合增强相,以镍基高温合金Inconel 718为基体的高温高强耐磨高温合金基复合材料,以期满足涡轮叶片苛刻的服役环境。本文采用XRD、OM、SEM、EDS等手段分析了粉末原材料和复合材料的物相组成及复合材料的显微组织结构,探讨了混合粉末成分配比及等离子熔化沉积工艺参数对复合材料显微组织的影响规律;利用显微硬度计测试了复合材料的平均显微硬度;利用SRV型高温磨损试验机测试了复合材料的高温干滑动摩擦磨损性能,利用SEM、EDS及三维白光干涉表面形貌仪观察分析了复合材料磨损表面成分及形貌和三维磨痕形貌,探讨了复合材料的高温磨损机理。结果表明:采用粉末成分为Inconel 718、Cr粉、Si粉所制备复合材料的显微组织主要由Cr3Si、Cr13Ni5Si2和γ（Ni,Fe）组成;采用粉末成分为Inconel 718、Cr粉、Si粉、Ti粉、镍包石墨粉所制备复合材料的显微组织主要由初生Ti C、Cr3Si、Cr13Ni5Si2及γ-（Ni,Fe）固溶体组成。当粉末成分配比为Inconel 718-Cr50.4-Si9.6（wt.%）和Inconel 718-Cr58.8-Si11.2（wt.%）时,复合材料的显微组织特征为不规则片状、鱼骨状、十字花瓣状Cr3Si增强相均匀分布在Cr13Ni5Si2/γ（Ni,Fe）共晶基体上。当粉末成分配比为Inconel 718-Cr58.8-Si11.2-Ti8.3-镍包石墨1.7（wt.%）、Inconel718-Cr54.6-Si10.4-Ti12.5-镍包石墨2.5（wt.%）和Inconel 718-Cr50.4-Si9.6-Ti16.7-镍包石墨3.3（wt.%）时,复合材料的显微组织中观察到颗粒状、不规则团簇状以及雪花状的先析出Ti C,以先析出Ti C颗粒为形核核心,在其周围析出了不规则片状、鱼骨状、十字花瓣状Cr3Si,Ti C和Cr3Si弥散分布在Cr13Ni5Si2/γ（Ni,Fe）共晶基体上。与等离子熔化沉积Inconel 718对比样相比,复合材料的平均显微硬度显着提高,粉末成分配比为Inconel 718-Cr50.4-Si9.6（wt.%）、Inconel 718-Cr58.8-Si11.2（wt.%）、Inconel 718-Cr58.8-Si11.2-Ti8.3-镍包石墨1.7（wt.%）、Inconel 718-Cr54.6-Si10.4-Ti12.5-镍包石墨2.5（wt.%）和Inconel 718-Cr50.4-Si9.6-Ti16.7-镍包石墨3.3（wt.%）的复合材料的平均显微硬度分别为对比样的2.40倍、2.55倍、2.82倍、2.97倍和3.20倍。在相同高温干滑动磨损条件试验下,采用不同粉末成分配比所制备的5种复合材料的摩擦系数和磨损失重均显着低于等离子熔化沉积Inconel 718对比样,其中粉末成分配比为Inconel 718-Cr50.4-Si9.6-Ti16.7-镍包石墨3.3（wt.%）的复合材料表现出最低的摩擦系数和最小的磨损失重;随着复合材料中Cr3Si含量的增加,复合材料的相对耐磨性相应提高;复合材料磨损机理为较轻的磨粒磨损、氧化磨损和黏着磨损,其良好的高温耐磨性得益于高温耐磨增强相Cr3Si和Ti C的高温抗磨骨干作用以及高温强韧性优异的Inconel 718基体的粘结和支撑作用。同时,复合材料具有良好的高温抗氧化性能。
苏庆德[10]（2020）在《WC-Al2O3复合材料在不同工况下的摩擦磨损性能研究》文中提出硬质合金在耐磨涂层及耐磨零部件等方面具有极其重要的应用价值,特别是传统的钨钴类硬质合金（WC-Co）更是在应用和研究方面占据着核心地位。但是,钴是一种稀缺的战略性资源,价格昂贵。因此,选用资源丰富、廉价易得的材料制备具有优异耐磨性能的新型复合材料很有必要。近年来,东华大学在WC-Al2O3硬质复合材料的制备和力学性能研究方面做了不少工作,成效明显。在此基础上,进一步开展材料在摩擦学性能方面的研究,为材料的应用提供依据势在必行,研究工作有重要的学术价值和应用意义。本文作者采用球-盘接触式的滑动摩擦磨损试验方法,以自制的WC-Al2O3复合材料为研究对象,与传统硬质合金YG8作对比,研究了不同环境和工况条件下WC-Al2O3复合材料的摩擦磨损性能,并通过表征磨损表面形貌、磨屑形貌及相关的化学组成,深入分析了材料的磨损机理。论文研究工作如下:1、较系统地研究了WC-Al2O3复合材料（WA15）在不同试验参数下的常温摩擦磨损性能。结果表明:（1）不同载荷作用下的摩擦磨损行为及磨损机理差异显着。根据赫兹接触模型计算了不同载荷对应的接触应力,以材料发生严重磨损时的载荷为依据,明确了材料的许用应力。WA15与YG6硬质合金配副时,摩擦系数随载荷增加而增加,磨损率先保持不变然后急剧增加。特别是在30N40N之间,材料会发生由轻微磨损向严重磨损的磨损转变。磨损转变前后的磨损机理不同,磨屑形态不同。在轻微磨损阶段,磨损率极低且不随载荷变化,表面发生以微切削、微裂纹为主的磨粒磨损,磨屑为团聚状;在严重磨损阶段,磨损率急剧上升且随载荷增加明显增加,表面因疲劳作用产生了晶粒的碎裂剥落,磨屑为片状。（2）配副材料对WA15复合材料产生的摩擦磨损作用不同,为新材料在对应的工况条件下工作参数的选择提供了借鉴。Si3N4陶瓷可作为硬脆性配副材料的代表,可比拟隧道挖掘、矿山开采等工况情形。WA15与Si3N4配副时的摩擦系数明显大于与YG6配副时的摩擦系数,摩擦曲线的波动更加剧烈。但在WA15/Si3N4摩擦体系中,WA15的磨损率随载荷增加不升反降,且最大试验载荷下的磨损率要小于与YG6配副时的磨损率。依据WA15/Si3N4磨屑中的O含量比重显着增加的现象,说明Si3N4在摩擦过程中可能发生了摩擦化学反应,从而减弱了对材料WA15的磨损。（3）在相同试验条件下,通过WA15与传统硬质合金YG8的耐磨性能对比研究,为新材料代替YG8在耐磨零件方面的应用提供了依据。WA15复合材料和YG8在磨损行为上都具有强烈的载荷-时间依赖性,均出现由轻微磨损向严重磨损的转变。但是,WA15比YG8具有更高的发生严重磨损的载荷和更好的抗磨损性能。2、基于上述研究结果,考察了不同晶粒尺寸的WC-Al2O3复合材料在80N载荷下的常温摩擦磨损性能。结果表明:细化微观组织可显着改善WC-Al2O3复合材料的摩擦磨损性能。组织细化后,材料的摩擦系数、摩擦曲线的跃动幅度和磨损率均显着降低;试验中的振动和噪声也明显减弱;磨损机理由材料表面的晶粒碎裂剥落转变为微切削和微裂纹的萌生,使得材料磨损极其轻微。摩擦磨损性能改善的主要原因是材料组织细化后断裂韧性、硬度和表面质量的提高。将载荷增加至试验机允许的最大加载载荷120N,组织细化后的WC-Al2O3复合材料表面仍未发生严重磨损。说明组织细化对提高材料发生严重磨损时的载荷作用明显,使得组织细化后的WC-Al2O3复合材料在摩擦作用下可承受更大的载荷。3、研究探索了WC-Al2O3复合材料（WA15）分别在液体介质和高温环境中的摩擦磨损性能。结果表明:（1）液体介质中,WC-Al2O3复合材料在试验过程中未出现类似于干摩擦条件下的严重磨损,说明液体介质作用下,材料发生严重磨损的载荷提高了。与室温下的干摩擦相比,WC-Al2O3复合材料在两种介质中的摩擦系数和磨损率均大大降低,摩擦磨损性能得到改善。这是因为摩擦副界面间形成的润滑膜起到了承压、润滑的作用。在液体介质中,载荷和速度对摩擦磨损行为的影响不同。虽然载荷对摩擦系数的影响不明显,但是增加载荷会增加材料的磨损率,而提高速度可同时降低摩擦系数和磨损率。（2）高温环境中,镍（Ni）对提高WC-Al2O3复合材料的抗氧化磨损性能作用明显。针对已有研究发现的WC-Al2O3复合材料在高温中氧化磨损较为严重的问题,研究制备了Ni掺杂的WC-Al2O3复合材料,获得了新的材料配方和烧结工艺。在保持原有较高的力学性能前提下,降低了WC-Al2O3复合材料的烧结温度。Ni的添加可抑制WC-Al2O3复合材料在高温中的氧化行为,改善WC-Al2O3复合材料的抗氧化磨损性能。本文率先从多个角度,较系统地对WC-Al2O3复合材料的摩擦学性能进行了研究,阐明了试验参数、材料微观组织和外部环境对材料摩擦磨损行为的影响,探讨了材料磨损机理及磨损转变现象,为改善材料的摩擦磨损性能提供了多种途径,为后续研究和应用提供了依据。
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。
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。
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。
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 废硬质合金刀片回收利用的研究现状 |
| 1.1.1 废硬质合金刀片切削性能再生的研究现状 |
| 1.1.2 废硬质合金刀片再生利用的研究现状 |
| 1.2 焊接式刀片制备的研究现状 |
| 1.3 立方氮化硼材料制备及其应用的研究现状 |
| 1.3.1 立方氮化硼材料制备的研究现状 |
| 1.3.2 PCBN刀具应用的研究现状 |
| 1.4 梯度功能刀具材料制备及其应用的研究现状 |
| 1.5 废硬质合金刀片回收利用存在的问题 |
| 1.6 本文的研究目的、意义及主要研究内容 |
| 1.6.1 本文的研究目的和意义 |
| 1.6.2 本文的主要研究内容 |
| 第2章 废硬质合金刀片再生切削性能研究 |
| 2.1 基于回收质量的废硬质合金刀片再利用方式分析 |
| 2.2 改制刀片剩余寿命评估 |
| 2.2.1 改制刀片剩余寿命评估的BP神经网络模型 |
| 2.2.2 剩余寿命评估模型验证 |
| 2.3 基于高材料利用率的废硬质合金刀片焊接修复工艺设计 |
| 2.3.1 废硬质合金刀片焊接修复工艺设计 |
| 2.3.1.1 PCBN复合片修复废硬质合金刀片工艺设计 |
| 2.3.1.2 PCBN整体材料修复废硬质合金刀片工艺设计 |
| 2.3.2 硬质合金真空钎焊PCBN工艺设计 |
| 2.4 废硬质合金刀片切削性能再生评价方法 |
| 2.4.1 评价指标的确定 |
| 2.4.2 模糊物元法概述 |
| 2.5 废硬质合金刀片切削性能再生评价方法验证 |
| 2.5.1 基于模糊物元法的废硬质合金刀片再生切削性能综合评价 |
| 2.5.1.1 连续切削淬硬钢试验条件 |
| 2.5.1.2 连续切削淬硬钢废硬质合金刀片再生切削性能综合评价 |
| 2.5.1.3 断续切削球墨铸铁试验条件 |
| 2.5.1.4 断续削球墨铸铁废硬质合金刀片再生切削性能综合评价 |
| 2.5.2 废硬质合金刀片切削性能再生经济性评价 |
| 2.5.3 废硬质合金刀片切削性能再生绿色性评价 |
| 2.6 涂层硬质合金刀片和焊接式均质PCBN刀片失效机理分析 |
| 2.6.1 连续切削淬硬钢刀片失效机理 |
| 2.6.2 断续切削球墨铸铁刀片失效机理 |
| 2.7 本章小结 |
| 第3章 面向废硬质合金刀体的焊接式梯度PCBN刀头材料设计 |
| 3.1 梯度PCBN刀头材料体系的确定及物化相容性分析 |
| 3.1.1 梯度PCBN刀头材料体系确定 |
| 3.1.2 物理相容性分析 |
| 3.1.3 化学相容性分析 |
| 3.2 梯度PCBN刀头材料组分与结构设计 |
| 3.2.1 梯度PCBN刀头材料组分配比设计 |
| 3.2.2 梯度PCBN刀头材料结构设计 |
| 3.3 基于有限元仿真的梯度PCBN刀头材料设计 |
| 3.3.1 制备梯度PCBN 刀头材料的均质PCBN材料物性参数确定 |
| 3.3.2 梯度PCBN刀头材料的残余应力仿真分析 |
| 3.3.3 梯度PCBN刀头材料抗机械冲击性能仿真分析 |
| 3.3.4 梯度PCBN刀头材料连续切削性能仿真分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 废硬质合金刀体焊梯度PCBN刀头材料制备及切削性能研究 |
| 4.1 梯度PCBN刀头材料复合粉体制备及烧结工艺制定 |
| 4.2 力学性能与微观结构检测方法 |
| 4.3 梯度PCBN刀头材料层厚比优化 |
| 4.4 梯度PCBN刀头材料烧结工艺优化 |
| 4.4.1 烧结温度优化 |
| 4.4.2 保温时间优化 |
| 4.5 梯度PCBN刀头材料层间组分优化 |
| 4.6 梯度PCBN刀头材料的强韧化机理 |
| 4.7 梯度PCBN刀头材料连续切削淬硬钢性能研究 |
| 4.7.1 试验条件 |
| 4.7.2 刀片寿命 |
| 4.7.3 表面粗糙度 |
| 4.7.4 切削合力 |
| 4.7.5 磨损特征及磨损机理 |
| 4.8 梯度PCBN刀头材料断续切削球墨铸铁性能研究 |
| 4.8.1 试验条件 |
| 4.8.2 刀具寿命 |
| 4.8.3 切削合力 |
| 4.8.4 表面粗糙度 |
| 4.8.5 磨损特征及磨损机理 |
| 4.9 本章小结 |
| 第5章 废涂层硬质合金刀片清洁回收工艺研究 |
| 5.1 激光-水射流复合加工系统 |
| 5.2 激光-水射流复合加工去除涂层能效模型建立 |
| 5.2.1 激光-水射流复合加工涂层去除比能耗模型 |
| 5.2.2 激光-水射流复合加工涂层去除效率模型 |
| 5.2.3 激光-水射流复合加工涂层去除能效模型 |
| 5.3 基于试验的激光-水射流复合加工去除涂层工艺参数优化 |
| 5.3.1 能效模型参数确定 |
| 5.3.2 单目标与多目标工艺参数优化 |
| 5.4 能效模型验证 |
| 5.5 激光-水射流复合加工与高温氧化+球磨去除涂层机理及应用分析 |
| 5.5.1 激光-水射流复合加工去除涂层机理分析 |
| 5.5.2 激光-水射流复合加工去除涂层应用分析 |
| 5.5.3 高温氧化+球磨去除涂层机理分析 |
| 5.5.4 高温氧化+球磨去除涂层应用分析 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 论文创新点摘要 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间取得的科研成果及获得的奖励 |
| 致谢 |
| 学位论文评阅及答辩情况表 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 粘着磨损和抗粘着磨损涂层 |
| 1.2.1 粘着磨损和摩擦副间的材料转移 |
| 1.2.2 固体润滑抗粘着磨损层 |
| 1.2.3 过渡族金属氮化物和硼化物抗粘着磨损涂层 |
| 1.3 二硼化钛陶瓷涂层 |
| 1.3.1 二硼化钛陶瓷的晶体结构和化学键组成 |
| 1.3.2 二硼化钛陶瓷的物理和化学性能 |
| 1.3.3 二硼化钛涂层的成分、结构与机械性能 |
| 1.3.4 二硼化钛涂层抗铝粘着磨损 |
| 1.4 二硼化钛涂层制备工艺及涂层生长机制 |
| 1.4.1 化学气相沉积 |
| 1.4.2 物理气相沉积 |
| 1.4.3 溅射沉积涂层生长模型 |
| 1.5 航空发动机中钛合金叶片与封严涂层的高速刮擦行为 |
| 1.5.1 封严涂层及其分类 |
| 1.5.2 高速刮擦条件下叶片与封严涂层间材料的转移行为 |
| 1.6 论文的研究目的与研究内容 |
| 1.6.1 研究目的 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第2章 钛合金表面二硼化钛涂层沉积装置与表征评价方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 闭合场非平衡磁控溅射沉积装置及工艺 |
| 2.3 二硼化钛涂层成分与结构表征方法 |
| 2.4 二硼化钛涂层性能表征和摩擦学行为评价方法 |
| 第3章 靶基距对二硼化钛涂层结构和性能的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 涂层沉积制备 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 涂层成分和结构 |
| 3.3.2 涂层硬度和膜基结合强度 |
| 3.3.3 基于涂层显微结构和机械性能的膜基结合强度评价因子 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 溅射功率和偏压对二硼化钛涂层结构、性能和摩擦学行为的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 涂层沉积制备 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 功率对涂层成分和结构的影响 |
| 4.3.2 功率对涂层性能的影响 |
| 4.3.3 功率对涂层摩擦学行为的影响 |
| 4.3.4 偏压对涂层成分和结构的影响 |
| 4.3.5 偏压对涂层性能的影响 |
| 4.3.6 偏压对涂层摩擦学行为的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 多层结构二硼化钛涂层设计及性能优化 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 多层结构涂层有限元设计和沉积制备 |
| 5.3 结果与讨论 |
| 5.3.1 多层涂层的有限元受力分析 |
| 5.3.2 多层涂层的相结构和显微结构 |
| 5.3.3 多层涂层的残余应力和硬度 |
| 5.3.4 多层涂层的膜基结合强度和韧性 |
| 5.3.5 多层涂层的摩擦学行为 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 钛合金表面二硼化钛涂层与工业纯铝的高温摩擦磨损行为 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 涂层沉积制备 |
| 6.3 结果与讨论 |
| 6.3.1 温度对摩擦系数的影响 |
| 6.3.2 温度对涂层表面铝粘着程度和工业纯铝磨损量的影响 |
| 6.3.3 速度对摩擦系数的影响 |
| 6.3.4 速度对涂层表面铝粘着程度和工业纯铝磨损量的影响 |
| 6.3.5 单层涂层和多层涂层高温摩擦学行为比较 |
| 6.3.6 钛合金表面二硼化钛涂层的抗铝粘着能力系数 |
| 6.4 本章小结 |
| 第7章 二硼化钛改性钛合金叶尖与Al-hBN封严涂层的高速磨损行为 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 涂层沉积制备 |
| 7.3 结果与讨论 |
| 7.3.1 Al-hBN封严涂向钛合金叶尖的粘着转移行为 |
| 7.3.2 钛合金叶尖与Al-hBN封严涂层高速刮擦界面反应 |
| 7.3.3 二硼化钛改性钛合金叶尖抗Al粘着转移机制 |
| 7.4 本章小结 |
| 第8章 结论与展望 |
| 8.1 全文结论 |
| 8.2 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在读期间发表的学术论文与取得的其他研究成果 |
| 作者简介 |
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外高温合金发展概况 |
| 1.2.1 国外镍基单晶高温合金发展概况 |
| 1.2.2 国内镍基单晶高温合金发展概况 |
| 1.3 合金的的氧化机理 |
| 1.4 高温防护涂层 |
| 1.4.1 铝化物涂层 |
| 1.4.2 改性铝化物涂层 |
| 1.4.3 MCrAlY包覆涂层 |
| 1.4.4 热障涂层 |
| 1.4.5 新型高温防护涂层 |
| 1.5 涂层的退化 |
| 1.6 本文研究的主要内容 |
| 第2章 电火花沉积技术概述 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 电火花沉积原理及特点 |
| 2.3 电火花沉积设备 |
| 2.3.1 振动电极式强化设备 |
| 2.3.2 旋转电极式强化设备 |
| 2.3.3 数控式电火花强化设备 |
| 2.4 电火花工艺研究进展 |
| 2.4.1 工艺参数优化 |
| 2.4.2 加工介质 |
| 2.4.3 电极材料选择 |
| 2.4.4 复合沉积 |
| 2.5 电火花沉积耐高温涂层研究进展 |
| 2.6 电火花沉积技术的应用 |
| 第3章 实验材料和方法 |
| 3.1 基体和涂层材料 |
| 3.2 涂层制备 |
| 3.3 高温氧化实验 |
| 3.4 样品检测方法简介 |
| 3.4.1 扫描电子显微镜(SEM) |
| 3.4.2 X射线能谱仪(EDS) |
| 3.4.3 X射线衍射分析(XRD) |
| 第4章 DD6 合金表面电火花沉积AlCoCrFeNi高熵合金涂层的抗氧化性 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 AlCoCrFeNi涂层的组织结构 |
| 4.3 恒温氧化行为 |
| 4.3.1 氧化动力学曲线 |
| 4.3.2 氧化分析 |
| 4.4 氧化后涂层体系的互扩散行为 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 DD6 合金表面电火花沉积DD6 微晶涂层的抗氧化性 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 DD6 微晶涂层的组织结构 |
| 5.3 恒温氧化行为 |
| 5.3.1 氧化动力学曲线 |
| 5.3.2 氧化分析 |
| 5.4 氧化后涂层体系的互扩散行为 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文和获得的科研成果 |
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 微铣刀的研究现状 |
| 1.1.1 微细刀具材质 |
| 1.1.2 Ti(C,N)基金属陶瓷 |
| 1.1.3 微铣刀刃部几何结构设计 |
| 1.1.4 微铣刀的制造技术 |
| 1.2 微铣刀磨损和破损特征的研究现状 |
| 1.2.1 磨损特征 |
| 1.2.2 破损特征 |
| 1.3 微细切削加工中切削温度、铣削力、毛刺和表面粗糙度的研究现状 |
| 1.3.1 切削温度 |
| 1.3.2 铣削力 |
| 1.3.3 毛刺 |
| 1.3.4 表面粗糙度 |
| 1.4 Ti(C_(0.7)N_(0.3))基金属陶瓷微铣刀研究存在的问题 |
| 1.5 本文的研究目的、意义及主要研究内容 |
| 1.5.1 研究目的及意义 |
| 1.5.2 主要研究内容 |
| 第2章 面向制造微铣刀的金属陶瓷材质的优化制备及力学性能评估 |
| 2.1 金属陶瓷材质的性能指标 |
| 2.2 金属陶瓷刀具材料的力学性能优化 |
| 2.2.1 实验材料 |
| 2.2.2 实验方案 |
| 2.2.3 烧结温度对金属陶瓷力学性能的影响 |
| 2.3 金属陶瓷的室温与高温力学性能 |
| 2.3.1 实验方案 |
| 2.3.2 抗弯强度随温度的变化规律 |
| 2.3.3 维氏硬度随温度的变化规律 |
| 2.3.4 断裂韧度随温度的变化规律 |
| 2.4 金属陶瓷的室温和高温裂纹扩展行为 |
| 2.4.1 实验方案 |
| 2.4.2 室温时金属陶瓷的裂纹扩展行为 |
| 2.4.3 高温下金属陶瓷的裂纹扩展行为 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 精密金属陶瓷微铣刀的空间几何结构设计及其创成工艺 |
| 3.1 微铣刀的空间几何结构设计存在的问题 |
| 3.2 精密金属陶瓷微铣刀的空间几何结构设计准则 |
| 3.3 金属陶瓷微铣刀切削加工TC4钛合金的三维有限元建模及验证 |
| 3.3.1 三维铣削模型的建立 |
| 3.3.2 三维铣削模型的验证 |
| 3.4 金属陶瓷微铣刀几何角度优选 |
| 3.5 基于Helitronic Tool Studio工具刃磨软件的金属陶瓷微铣刀刃部空间几何结构创成工艺 |
| 3.5.1 总体创成工艺规划 |
| 3.5.2 磨削参数用量的选用校核 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 金属陶瓷微铣刀刃口微区受载应力建模及承载能力分析 |
| 4.1 金属陶瓷微铣刀刃口微区受载应力建模 |
| 4.2 微细铣削实验方案 |
| 4.3 刃口微区受载应力模型的验证及承载能力分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 精密金属陶瓷微铣刀的切削性能研究 |
| 5.1 φ1.0 mm金属陶瓷微铣刀的切削性能 |
| 5.1.1 实验方案 |
| 5.1.2 刀具磨损机理与铣削力 |
| 5.1.3 加工质量 |
| 5.1.4 切削性能评价 |
| 5.2 φ0.8 mm金属陶瓷微铣刀的切削性能 |
| 5.3 φ0.5 mm金属陶瓷微铣刀的铣削性能 |
| 5.3.1 实验方案 |
| 5.3.2 刀具磨损机理与铣削力 |
| 5.3.3 加工质量 |
| 5.3.4 切削性能评价 |
| 5.4 φ0.3 mm金属陶瓷微铣刀的切削性能 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 论文创新点摘要 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间取得的学术成果和获得的奖励 |
| 致谢 |
| 学位论文评阅及答辩情况表 |
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 铜及其合金 |
| 1.1.1 铜的性能及应用 |
| 1.1.2 铜合金的性能及应用 |
| 1.2 高温氧化机理及铜的氧化 |
| 1.2.1 引言 |
| 1.2.2 金属的高温氧化过程 |
| 1.2.3 金属高温氧化的热力学分析 |
| 1.2.4 金属高温氧化的动力学分析 |
| 1.2.5 影响金属氧化的因素 |
| 1.2.6 金属氧化膜的结构与性质 |
| 1.2.6.1 氧化膜的应力 |
| 1.2.6.2 氧化膜的完整性 |
| 1.2.6.3 氧化膜的生长适应性 |
| 1.2.6.4 氧化膜的晶体结构 |
| 1.2.7 合金的氧化 |
| 1.2.8 铜的腐蚀与氧化 |
| 1.2.8.1 铜在自然界中的腐蚀 |
| 1.2.8.2 铜在高温下的氧化 |
| 1.2.9 铜抗氧化的研究 |
| 1.2.10 提高铜抗氧化性的方法 |
| 1.3 研究内容及意义 |
| 第2章 实验方案选择 |
| 2.1 实验原材料 |
| 2.2 样品的制备及实验仪器、设备 |
| 2.3 合金样品的形貌分析 |
| 2.3.1 扫描电子显微镜 |
| 2.3.2 透射电子显微镜 |
| 2.4 合金样品的元素分析 |
| 2.4.1 X射线衍射分析 |
| 2.4.2 X射线光电子能谱分析 |
| 2.4.3 拉曼光谱分析 |
| 2.4.4 合金样品的氧化动力学分析 |
| 第3章 退火工艺对CuTi合金抗氧化性能的影响 |
| 3.1 概述 |
| 3.2 CuTi合金中合金元素表面偏析的热力学预测 |
| 3.3 退火工艺对CuTi合金高温抗氧化能力的影响预测 |
| 3.4 CuTi合金在氢气气氛下退火的理论分析 |
| 3.5 CuTi合金的退火处理工艺 |
| 3.6 退火后CuTi合金表/截面形貌及合金元素分布 |
| 3.6.1 退火后CuTi合金表面形貌及表面元素分析 |
| 3.6.2 退火后CuTi合金截面形貌及截面元素分析 |
| 3.7 退火后CuTi合金表面成分和晶体结构分析 |
| 3.7.1 退火后CuTi合金表面X射线衍射分析 |
| 3.7.2 退火后CuTi合金表面X光电子能谱分析 |
| 3.7.3 退火后CuTi合金表面拉曼光谱分析 |
| 3.8 退火后Cu Ti合金截面TEM图 |
| 3.9 不同退火温度对CuTi合金抗氧化性能的影响 |
| 3.10 不同退火时间对CuTi合金抗氧化性能的影响 |
| 3.11 CuTi合金氧化后表/截面形貌及合金元素分布 |
| 3.11.1 CuTi合金氧化后表面形貌及表面元素分析 |
| 3.11.2 CuTi合金氧化后截面形貌及截面元素分布 |
| 3.12 本章结论 |
| 第4章 少量Al对 Cu Ti合金抗高温氧化性能的影响 |
| 4.1 CuTiAl合金中合金元素表面偏析热力学预测 |
| 4.2 掺杂Al的 Cu Ti合金在氢气气氛下退火的理论分析 |
| 4.3 CuTiAl合金的退火工艺 |
| 4.4 退火后CuTiAl合金的表面形貌及截面合金元素分布 |
| 4.4.1 退火后CuTiAl合金表面形貌及表面元素分析 |
| 4.4.2 退火后CuTiAl合金截面形貌及截面元素分析 |
| 4.5 退火后CuTiAl合金表面成分和晶体结构分析 |
| 4.5.1 退火后CuTiAl合金表面X射线衍射分析 |
| 4.5.2 退火后CuTiAl合金表面X光电子能谱分析 |
| 4.5.3 退火后CuTiAl合金拉曼光谱分析 |
| 4.6 退火后CuTiAl截面TEM图 |
| 4.7 不同退火温度对CuTiAl合金抗氧化性能的影响 |
| 4.8 不同退火时间对CuTiAl合金抗氧化性能的影响 |
| 4.9 CuTiAl合金氧化后表/截面形貌及合金元素分布 |
| 4.9.1 CuTiAl合金氧化后表面形貌及元素分析 |
| 4.9.2 CuTiAl合金氧化后截面形貌及元素分布 |
| 4.10 本章结论 |
| 第5章 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间取得的学术成果 |
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 纳米多层硬质涂层的研究现状 |
| 1.3 物理气相沉积技术 |
| 1.3.1 电弧离子镀 |
| 1.3.2 磁控溅射 |
| 1.3.3 复合沉积技术 |
| 1.4 难加工材料的切削研究 |
| 1.4.1 高硬度模具钢 |
| 1.4.2 奥氏体不锈钢 |
| 1.4.3 球墨铸铁 |
| 1.5 研究内容 |
| 第二章 涂层制备与表征技术 |
| 2.1 涂层设备与沉积过程 |
| 2.1.1 涂层设备与靶材 |
| 2.1.2 基体的前处理 |
| 2.1.3 涂层沉积过程 |
| 2.2 涂层及涂层刀具性能测试方法 |
| 2.2.1 化学成分 |
| 2.2.2 生长形貌与表面状态 |
| 2.2.3 微观结构 |
| 2.2.4 力学性能 |
| 2.2.5 结合力 |
| 2.2.6 涂层应力测试 |
| 2.2.7 摩擦磨损性能 |
| 2.2.8 高温抗氧化性 |
| 2.2.9 车削性能评价 |
| 第三章 AlTiN/AlCrSiN涂层的结构和性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 涂层的制备 |
| 3.3 涂层的微观结构 |
| 3.4 涂层的力学性能 |
| 3.5 高温摩擦磨损性能 |
| 3.6 高温抗氧化性能 |
| 3.7 车削测试 |
| 3.8 本章小结 |
| 第四章 AlTiN涂层的复合沉积及性能研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 总气压的影响 |
| 4.3 氮气分压的作用 |
| 4.4 调制周期的作用 |
| 4.5 磁控溅射功率的影响 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 AlTiN/AlCrN涂层的复合沉积和性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 涂层的结构和力学性能 |
| 5.3 涂层的抗氧化性能 |
| 5.4 涂层的摩擦磨损性能 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 复合沉积AlTiN涂层的切削性能 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 不锈钢的车削 |
| 6.3 球墨铸铁的车削 |
| 6.4 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得与学位论文相关的成果 |
| 致谢 |
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 选题背景 |
| 1.1.1 硬质合金的发展 |
| 1.1.2 代Co类硬质合金和前期研究工作 |
| 1.1.3 稀土添加剂改性硬质合金 |
| 1.2 硬质合金制备的研究现状 |
| 1.2.1 硬质合金冶金粉末的制备 |
| 1.2.2 烧结过程 |
| 1.2.3 硬质合金的烧结技术 |
| 1.3 稀土添加剂的研究 |
| 1.3.1 稀土在制造业中的优势 |
| 1.3.2 稀土的加入形态与加入方式 |
| 1.3.3 稀土硬质合金的研究进展 |
| 1.4 课题研究的目的、意义与内容 |
| 1.4.1 课题研究的目的与意义 |
| 1.4.2 课题研究的内容 |
| 第二章 实验原料、实验设备与方法 |
| 2.1 实验原料 |
| 2.2 粉末制备设备和烧结设备 |
| 2.3 烧结块体分析测试用仪器和表征手段 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 稀土添加剂氧化铈对热压烧结WC/MgO复合材料的影响 |
| 3.1 WC/MgO/CeO_2复合材料样品的烧结制备 |
| 3.2 WC/MgO/CeO_2烧结块体的物相组成 |
| 3.2.1 不同含量CeO_2对复合材料物相组成的影响 |
| 3.2.2 WC/MgO/CeO_2复合材料的EDS线扫描 |
| 3.3 WC/MgO/CeO_2烧结块体的致密度与平均晶粒尺寸的变化 |
| 3.4 CeO_2添加量对烧结块体显微组织的影响 |
| 3.5 CeO_2添加量对烧结块体力学性能的影响 |
| 3.5.1 所用断裂韧性力学模型的确定 |
| 3.5.2 烧结块体的力学性能分析 |
| 3.5.3 表面压痕裂纹形貌与增韧机制分析 |
| 3.6 稀土CeO_2影响烧结块体的讨论 |
| 3.7 本章小结 |
| 第四章 不同烧结参数下的WC/MgO/CeO_2复合材料显微组织致密化与力学性能的研究 |
| 4.1 烧结温度对WC/MgO/CeO_2复合材料致密化过程与晶粒尺寸的影响 |
| 4.1.1烧结温度单因素实验 |
| 4.1.2 晶粒生长与致密度的关系 |
| 4.1.3 烧结温度对WC/MgO/CeO_2复合材料微观组织的影响 |
| 4.2 烧结温度对WC/MgO/CeO_2复合材料力学性能的影响 |
| 4.3 添加适量CeO_2引起的晶粒生长激活能的变化 |
| 4.4 本章总结 |
| 第五章 WC/MgO/CeO_2复合材料力学性能的二阶回归模型的建立与分析 |
| 5.1 基于响应曲面法的中心复合实验设计 |
| 5.1.1 用于响应曲面法的近似函数模型类型的确定 |
| 5.1.2 中心复合实验设计(CCD) |
| 5.1.3 回归方程与回归系数的显着性检验 |
| 5.2 二阶响应曲面的分析 |
| 5.2.1 二阶响应曲面的刻画 |
| 5.2.2 多重响应的优化 |
| 5.3 本章总结 |
| 第六章 结论 |
| 6.1 本文主要结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究意义 |
| 1.2 刀具发展现状及其特点 |
| 1.2.1 超精密加工用刀具及其问题点 |
| 1.2.2 单晶SiC作为新型刀具材料的潜力 |
| 1.3 超精密单晶刀具的制作方法 |
| 1.3.1 超精密单晶刀具的制作工艺 |
| 1.3.2 单晶SiC精密加工技术现状 |
| 1.3.3 国内外研究现状简析 |
| 1.4 电化学射流辅助磨削技术提案 |
| 1.5 本文的研究目的与内容 |
| 第2章 单晶碳化硅的电化学氧化行为研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 电化学阳极氧化测试系统以及实验条件 |
| 2.3 单晶SiC阳极极化曲线分析 |
| 2.4 单晶SiC的阳极氧化行为及表面特性 |
| 2.4.1 SiC氧化膜形成规律 |
| 2.4.2 极化电压对表面形貌的影响 |
| 2.5 阳极氧化速率的优化研究 |
| 2.5.1 电极电压对阳极氧化速率的影响 |
| 2.5.2 pH对阳极氧化速率的影响 |
| 2.5.3 电解液浓度对阳极氧化速率的影响 |
| 2.6 单晶SiC的阳极氧化机理 |
| 2.7 本章小结 |
| 第3章 电化学射流选择性氧化4H-SIC规律研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 电化学射流氧化系统以及实验条件 |
| 3.3 静止电化学射流氧化规律 |
| 3.4 射流参数对氧化膜特性的影响 |
| 3.4.1 电流密度的影响 |
| 3.4.2 氧化时间的影响 |
| 3.5 电化学射流区域氧化 |
| 3.5.1 电化学射流扫描氧化 |
| 3.5.2 电化学射流光栅扫描氧化 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 电化学射流辅助磨削工艺研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验系统以及条件 |
| 4.4 电化学射流辅助磨削SiC工艺研究 |
| 4.4.1 磨削效果 |
| 4.4.2 表面材料去除行为及机理 |
| 4.4.3 不同工艺参数对表面特性与加工效率的影响 |
| 4.5 电化学射流氧化复合磨削 |
| 4.5.1 斜置喷嘴的电化学射流仿真模拟 |
| 4.5.2 正交试验设计 |
| 4.5.3 正交试验结果分析 |
| 4.6 本章小结 |
| 第5章 单晶碳化硅刀具刃磨工艺研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 电化学射流辅助刃磨装置设计 |
| 5.3 单晶SiC刀具的设计及制作工艺 |
| 5.4 SiC刀具几何形状切割 |
| 5.5 SiC刀具刃磨工艺探讨 |
| 5.5.1 SiC刀具机械刃磨后刀刃锋利度对比 |
| 5.5.2 电化学射流辅助刃磨后刀刃锋利度对比 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 复合材料基本构成相选择 |
| 1.2.1 复合材料基体相选择 |
| 1.2.2 复合材料高温耐磨增强相选择 |
| 1.2.3 复合材料联合增强相选择 |
| 1.3 等离子熔化沉积快速成形技术简介 |
| 1.4 研究目的 |
| 1.5 研究内容 |
| 2 试验方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 基体材料的选择 |
| 2.1.2 粉末原材料的选择及成分配比 |
| 2.2 等离子熔化沉积复合材料试验 |
| 2.2.1 等离子熔化沉积系统构成 |
| 2.2.2 等离子熔化沉积复合材料试验 |
| 2.3 复合材料显微组织表征 |
| 2.3.1 金相试样制备 |
| 2.3.2 复合材料显微组织表征 |
| 2.4 复合材料显微硬度及高温摩擦磨损性能测试 |
| 2.4.1 显微硬度测试 |
| 2.4.2 高温摩擦磨损性能测试 |
| 2.4.3 高温抗氧化性能测试 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 等离子熔化沉积复合材料显微组织表征及原位自生凝固过程分析 |
| 3.1 等离子熔化沉积Inconel718显微组织表征 |
| 3.2 等离子熔化沉积Inconel718-50.4Cr-9.6Si显微组织表征及原位自生凝固过程分析 |
| 3.3 等离子熔化沉积Inconel718-58.8Cr-11.2Si显微组织表征及原位自生凝固过程分析 |
| 3.4 等离子熔化沉积Inconel718-58.8Cr-11.2Si-1.7Ni包石墨-8.3Ti显微组织表征及原位自生凝固过程分析 |
| 3.5 等离子熔化沉积Inconel718-54.6Cr-10.4Si-2.5Ni包石墨-12.5Ti显微组织表征及原位自生凝固过程分析 |
| 3.6 等离子熔化沉积Inconel718-50.4Cr-9.6Si-3.3Ni包石墨-16.7Ti显微组织表征及原位自生凝固过程分析 |
| 3.7 本章小结 |
| 4 等离子熔化沉积复合材料性能测试及分析 |
| 4.1 显微硬度测试及分析 |
| 4.2 高温干滑动摩擦磨损性能测试及分析 |
| 4.2.1 高温干滑动摩擦磨损性能测试及分析 |
| 4.2.2 高温干滑动磨损机理分析 |
| 5 等离子熔化沉积复合材料高温抗氧化性能测试及分析 |
| 5.1 氧化热力学分析 |
| 5.2 复合材料恒温氧化增重曲线及拟合结果 |
| 5.3 高温氧化机理分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简介及攻读硕士学位期间取得的研究成果 |
| 学位论文数据集 |
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外相关研究现状 |
| 1.2.1 陶瓷材料的摩擦磨损行为 |
| 1.2.2 试验参数对摩擦磨损性能的影响 |
| 1.2.3 材料微观组织和力学性能对摩擦磨损性能的影响 |
| 1.2.4 特定介质和特殊环境下材料的摩擦磨损行为 |
| 1.3 本研究拟解决的问题 |
| 1.4 研究目的和研究内容 |
| 参考文献 |
| 第二章 试验用仪器设备与方法 |
| 2.1 试验用仪器设备 |
| 2.2 试验方法 |
| 2.2.1 试样制备方法 |
| 2.2.2 摩擦磨损试验方法 |
| 2.3 材料性能的测量与表征 |
| 2.3.1 材料力学性能 |
| 2.3.2 摩擦系数 |
| 2.3.3 磨损量与磨损率的计算 |
| 2.3.4 磨损表面形貌及磨屑表征 |
| 参考文献 |
| 第三章 WC-Al_2O_3复合材料的常温摩擦磨损性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 试验过程 |
| 3.2.1 材料准备 |
| 3.2.2 试验参数 |
| 3.2.3 摩擦副材料的力学性能 |
| 3.3 摩擦副的接触问题分析 |
| 3.3.1 摩擦副接触模型 |
| 3.3.2 接触应力的计算 |
| 3.3.3 接触面的应力分布 |
| 3.4 载荷对WA15/YG6摩擦磨损性能的影响 |
| 3.4.1 不同载荷下WA15/YG6的摩擦行为 |
| 3.4.2 不同载荷下WA15/YG6的磨损行为 |
| 3.5 速度对WA15/YG6摩擦磨损性能的影响 |
| 3.5.1 不同速度下WA15/YG6的摩擦行为 |
| 3.5.2 不同速度下WA15/YG6的磨损行为 |
| 3.6 配副对材料摩擦磨损性能的影响 |
| 3.6.1 WA15/Si3N4和WA15/YG6 的摩擦行为 |
| 3.6.2 WA15/Si3N4和WA15/YG6 的磨损行为 |
| 3.6.3 WA15/Si3N4和WA15/YG6 的磨屑形成及分析 |
| 3.7 WA15的磨损表面形貌及磨损机理 |
| 3.8 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第四章 WC-Al_2O_3复合材料与YG8 传统硬质合金抗磨损性能的比较研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验材料及参数 |
| 4.3 WA15复合材料与YG8硬质合金的磨痕轮廓对比 |
| 4.4 WA15复合材料与YG8硬质合金的磨损率对比 |
| 4.5 WA15复合材料与YG8硬质合金的磨损表面形貌对比 |
| 4.6 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第五章 组织细化对WC-Al_2O_3复合材料摩擦磨损性能的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 试验过程 |
| 5.2.1 材料准备 |
| 5.2.2 试验参数 |
| 5.2.3 材料的原始组织 |
| 5.3 组织细化对材料摩擦行为的影响 |
| 5.3.1 试样/YG6的摩擦行为 |
| 5.3.2 试样/Si3N4的摩擦行为 |
| 5.3.3 摩擦系数下降分析 |
| 5.4 组织细化对材料磨损行为的影响 |
| 5.4.1 试样磨痕截面轮廓的变化 |
| 5.4.2 试样体积损失与磨损率的变化 |
| 5.5 材料磨损形貌及磨损机理的变化 |
| 5.6 细晶粒WA1V在更高接触应力下的摩擦磨损行为 |
| 5.7 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第六章 WC-Al_2O_3复合材料在液体介质中的摩擦磨损性能研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 试验过程 |
| 6.2.1 材料及液体介质 |
| 6.2.2 试验设计 |
| 6.3 润滑基本原理 |
| 6.4 WA15/YG6在液体介质中的摩擦行为 |
| 6.4.1 WA15/YG6在水介质中的摩擦行为 |
| 6.4.2 WA15/YG6在油介质中的摩擦行为 |
| 6.5 WA15/YG6在液体介质中的磨损行为 |
| 6.5.1 WA15/YG6在水介质中的磨损行为 |
| 6.5.2 WA15/YG6在油介质中的磨损行为 |
| 6.6 WA15在液体介质中的磨损表面形貌 |
| 6.7 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第七章 改善WC-Al_2O_3复合材料高温磨损性能的研究 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 试验过程 |
| 7.2.1 材料准备 |
| 7.2.2 试验参数 |
| 7.3 Ni掺杂WC-Al_2O_3复合材料烧结工艺的确定 |
| 7.4 Ni掺杂WC-Al_2O_3复合材料的力学性能与微观组织 |
| 7.5 Ni掺杂WC-Al_2O_3复合材料在高温中的磨损量 |
| 7.6 材料表面磨损机理 |
| 7.7 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第八章 全文总结 |
| 8.1 主要结论 |
| 8.2 创新点 |
| 8.3 展望 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
| 致谢 |
