一、浅谈高能量密度能源表面强化技术在模具制造行业的应用（论文文献综述）
焦咏翔[1]（2021）在《激光表面淬火对42CrMo钢组织和性能的影响》文中进行了进一步梳理42CrMo属于超高强度低合金结构钢,由于其具有良好的比强度,被广泛应用于石油工业、航天工业、汽车工业的支撑机构件当中,但是在使用过程中经常由于磨损而发生失效。为了使超高强度低合金结构钢的表面具有较好的耐磨性,通常需要采用表面强化技术来提高工件的使用寿命,但传统的感应表面淬火、电解液表面淬火、火焰表面淬火等一些列表面相变强化技术容易引起加工质量不好、工件尖角处过烧、热变形过大、无法精确控制等问题,因此如何在零件表面精确、均匀地制备出硬化层,成为了一个十分重要的研究课题。激光表面淬火技术作为一种先进的表面强化方法,可以制备出超高表面硬度和细小均匀的表面相变组织,并且可以保证基体不发生热变形,保证了工件的几何尺寸精确性。本文使用不同激光淬火工艺参数对42CrMo钢表面进行加工,研究了不同工艺参数下的硬度和组织演变特征;选用不同重叠率（距离）试样,考察了重叠程度对硬度分布和硬化层均匀性的影响;使用光学显微镜（OM）进行低倍率金相观测,使用场发射扫描电镜（SEM）进行高倍率组织观测和化学成分分析;使用X射线衍射仪（XRD）对未淬火试样和不同表面淬火工艺参数下进行物相测定;分别使用维氏硬度计和环块式摩擦磨损试验仪对激光表面淬火试样的硬度和耐磨性能进行测试。实验结果表明:（1）激光功率的增加和扫描速度的减少都有利于提高硬化层的表面硬度和层深。当选用激光能量密度相同的参数时,功率较大、扫描速度较大的参数可以获得更高的硬度和更深的硬化层。结合金相和XRD结果表明,从基体到硬化层表面,组织逐渐由粒状珠光体转变为马氏体组织。（2）激光功率的增加和扫描速度的减少都可以强化硬化层的耐磨性,减少其在磨损过程中的质量损失。随着硬化层硬度的提高,刮伤、犁沟和黏着磨损的程度减少,而氧化磨损的程度增加,硬化层的耐磨性能升高。伴随氧化磨损程度的增加,平均摩擦因数也发生了下降（3）在进行激光表面淬火多道搭接时,后续淬火会对前一次淬火组织产生回火作用,导致硬度下降,淬火组织由马氏体逐渐转变为索氏体、屈氏体和回火马氏体,在远离后续淬火的位置为未回火马氏体。搭接程度的增加,可以有效提高硬化层的均匀性,增加回火区域的硬度。表面淬火过程中,激光光斑尺寸略大于实际相变尺寸,这是导致低搭接程度下硬度降低的重要原因。（4）对于非平面几何体尖角处的激光表面淬火,采用角平分线入射方式可以获得尖角处更高的硬度和更深的硬化层深度,但是远离尖角处硬度衰减更快;采用垂直于平面进行两次入射方式可以获得更均匀更宽的硬化层,但是尖角附近存在第二次淬火产生的回火区域。
童强[2]（2021）在《铸造用覆膜粉体光纤激光烧结/失效复合增材制造工艺及装备研究》文中进行了进一步梳理选择性激光烧结（Selective Laser Sintering,SLS）是一种基于粉床的激光增材制造技术,其具有材料利用率高、工艺流程短、可制成复杂形状零件等显着优势,近年来在砂型激光增材制造领域得到广泛应用。随着我国铸造行业的不断升级、提效,铸件尺寸不断增大,常规SLS技术在加工幅面、效率、强度等方面难以满足行业需求。本文为突破常规SLS法中低激光功率、窄线宽扫描导致的加工效率低的瓶颈,并合理地平衡制件精度与制件初强度,着重研究基于覆膜粉体的光纤激光烧结/失效复合（Fiber Laser Sintering and Invalidating Compound,FLSIC）的增材制造方法及其配套装备、成形工艺及材料,并与传统铸造技术相结合,进行工程应用实例的验证。研究内容及结果如下:提出以功率更高、稳定性更强、寿命更长的500 W光纤激光器取代常规SLS成形系统的100 W二氧化碳激光器烧结成形热塑性酚醛树脂覆膜材料的新思路,并依此提出了大光斑宽线填充高效率烧结扫描截面（高效率粘接）与小光斑高精度失效扫描轮廓（高精度切割）复合的增材制造方法FLSIC。该方法在提升制件效率的同时,获得较高的制件初强度,并且可有效消除次级烧结体对制件精度的不良影响,保障制件尺寸精度。扩展了激光增材制造方法,尤其对于大尺寸复杂结构砂型砂芯的高效制备具有重要的理论意义和实用价值。围绕FLSIC方法并研制出了大幅面系列化成形装备。以高功率光纤激光器和移动式低成本后聚焦振镜为核心,采用分区拼接扫描技术实现高效变光斑大幅面加工,合理地平衡了装备的加工效率、加工幅面以及设计/制造/维护成本。采用低成本大行程XY皮带模组与光栅尺反馈的高精度小行程平移台的主从运动组合,有效保障了移动式振镜的高速精确定位,消除了皮带模组在高速定点运动时的跟随误差,实现了低成本大幅面高速高精度定位。装备兼容了 FLSIC和SLS成形方法,软硬件均自主研发,全部采用国产元器件。在长期运行过程中验证了装备的稳定性和可靠性,满足基础工艺实验及工程应用的需求。以覆膜宝珠砂为材料、以光纤激光为光源研究了 FLSIC成形新工艺,并与SLS法成形件进行对比。结果证实,采用离焦大光斑激光代替常规SLS聚焦小光斑激光进行烧结成形,可实现更高功率、更宽填充线间距扫描烧结。结果还表明,先采用大光斑激光以高制件强度对应的激光能量密度进行截面内部填充烧结（高效高强度粘接）,再采用高激光能量密度的小光斑进行截面轮廓失效扫描（高精度切割）,可实现高制件初强度的同时割离次级烧结体,从而解决了 SLS方法中激光高能量密度烧结获得较高初强度时带来较大的次级烧结区影响制件精度的问题。为解决砂型打印常用覆膜硅砂对FLSIC工艺所用的光纤激光吸收率低、成形性差的问题,提出采用掺入石墨烯的方法对原材料进行改性。研究了改性材料的制备工艺及其在光纤激光作用下的成形性能,结果表明,石墨烯的添加在提高覆膜硅砂对光纤激光吸收能力的同时,保证了砂型打印件的强度和精度,且当石墨烯占硅砂质量的0.1%时,其成形效率、成形强度最佳。最后,通过制造出质量合格的中等尺寸泵壳铸件,证明了该材料在铸造砂型打印中应用的可行性,为大型砂型的FLSIC成形提供了低成本高性能的基础材料。研制出一种可用于激光增材制造的新型保温轻质覆膜粉末。该覆膜材料以粉煤灰中提取的漂珠作为基体材料,以酚醛树脂热法覆膜制得复合粉末。研究了覆膜漂珠的制备工艺以及FLSIC成形工艺,分析了树脂含量对制件的强度、导热系数、精度和比强度的影响。结果表明FP20材料FLSIC制件的导热系数、体积密度及抗弯强度指标均满足铸造保温冒口套要求。该研究在拓展技术应用范围的同时又实现了废弃污染物的再利用,为铸造行业的复杂结构保温冒口的制造提供了基础材料。
常庚[3]（2020）在《材料成分对铁基合金激光熔凝仿生处理的响应及性能测试》文中进行了进一步梳理激光熔凝仿生表面加工技术的出现,有效的解决了合金钢零部件的磨损和疲劳问题。以往研究表明通过激光仿生加工技术,使得某种合金钢材料达到最优抗磨损或抗疲劳性能时,都对应着一个最优的激光参数。最优激光加工参数的标准一般是能够使得单元体的硬度较大,深度较深,且加工出的仿生试样的表面粗糙度不能过大而影响其在工业中的应用。因此选择合适激光加工参数获得满足要求的单元体特征量和力学性能是激光熔凝仿生加工技术的关键。但合金钢材料种类繁多,服役环境各不相同,孤立的对某一种合金钢材料的激光仿生改性技术研究,费时费力,影响激光仿生技术的实际生产的需求,在很大程度上制约激光仿生加工技术的发展。因此目前急需解决的问题是:给出某种合金钢材料,能否根据其材料组成就能找出在此成分下的合金钢材料达到最优目标性能时所对应的激光加工参数。所以有必要研究材料成分-激光加工参数-目标性能三者之间的影响规律,研究合金钢成分组成对激光熔凝仿生处理的响应,为不同种类合金钢材料的激光仿生加工应用提供理论指导。本文选择工业生产中常用40Cr,40CrNiMo,5CrNiMo,B2,H13五种不同的合金钢材料作为研究对象,借助耦合仿生学的思想,利用激光熔凝加工技术在其表面加工出条纹状单元体结构。对比分析了不同成分组成的合金钢材料经激光熔凝加工后,其单元体特征量,组织和硬度的差异,研究成分对激光熔凝仿生处理后单元体特征量及硬度的响应。其次分析了不同成分组成的合金钢对激光熔凝仿生处理后磨损性能和疲劳性能的响应,最后研究了在一定激光加工参数范围内,不同成分组成的合金钢在最优抗磨损性能下,合金钢材料成分随激光加工参数的变化规律。研究表明:激光峰值功率密度和材料成分组成对单元体的特征量都有影响,在不同激光峰值功率密度下,随着激光峰值功率密度的增大,五种合金钢材料的单元体横截面深度增大,单元体表面粗糙度也在增大,而在相同的激光峰值功率密度下,单元体深度随着碳当量的增大而增大,表面粗糙度随碳当量的增大而减小。在相同激光峰值功率密度下,激光熔凝处理后的单元体组织同基体组织具有很大的差异,5种不同成分的合金钢单元体组织都有马氏体,奥氏体和碳化物组成,且随着碳当量的增大,单元体晶粒细化程度提高。单元体硬度也随着碳当量增大而增大。经激光熔凝仿生处理后的5种合金钢材料的抗磨损性能和抗热疲劳性能都得到了提升。且随着碳当量的增加,试样的耐磨性和热疲劳性也在增加。单元体显微硬度的增加,有利于提升材料的抗磨损性能和抗热疲劳性能。其中5种仿生试样的抗磨损提高程度:40Cr（42.3%）>40CrNiMo（34.6%）>5CrNiMo（26.8%）>B2(25.4%>H13（19.89%）。
钱杰[4]（2020）在《H13模具钢等离子喷涂NiCrBSi/AZ50复合涂层的工艺优化及组织性能研究》文中研究表明模具是工业生产中极其重要而又不可或缺的特殊基础工艺装备,一旦表面出现缺陷,就会影响模具所生产的零部件精度和可装饰性,模具的使用寿命问题也日益突出。模具表面处理技术对模具的制造精度、模具的强度、模具的工业寿命、模具的制造成本等有着直接的影响。等离子喷涂是一项绿色经济的表面改性技术,可以有效地提高模具材料的表面性能从而增强其耐蚀和耐磨性能。本文结合Ni Cr BSi良好的铺展性、流动性以及AZ50复合陶瓷（Al2O3和Zr O2粉末质量比1:1混合而成）的高熔点、高耐磨的优势,利用等离子喷涂技术在H13模具钢上制备Ni Cr BSi/AZ50复合涂层并优化工艺参数,采用光学显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪和X射线衍射仪等方法分析比较涂层的显微组织,通过拉伸、显微硬度和摩擦磨损试验研究涂层的结合强度、显微硬度和摩擦磨损性能。论文主要工作及成果如下:首先,以复合涂层与基体的结合强度为指标,利用正交试验法对喷涂距离、电源功率、主气流量及送粉量四个主要因素进行优化,通过极差分析确定各因素对试验指标的影响次序。结果表明:影响Ni Cr BSi/AZ50复合涂层结合强度的主要参数排序为:送粉量>喷涂功率>主气流量>喷涂距离;最优工艺参数:送粉量0.8g/min,电源功率35k W,主气流量55psi,喷涂距离85mm。其次,根据复合涂层与基体结合强度的差异性,选用正交表中的第二组（No.2）、第五组（No.5）以及最优参数样品（No.10）做对比,研究Ni Cr BSi/AZ50复合涂层的物相及显微组织随工艺的变化规律。结果表明:三组复合涂层中均含有α-Al2O3,t-Zr O2,γ-Ni、Cr7C3、Ni3B、和Cr B等六种物相,喷涂参数没有改变复合涂层的物相组成,仅对复合涂层的结晶度有影响;观察复合涂层的截面形貌,No.10样品截面中的AZ50增强相分布更均匀、铺展性更好,复合涂层更加致密;采用能谱线扫描分析复合涂层层间颗粒以及涂层与基体的结合方式,发现AZ50增强相与Ni基颗粒的结合方式主要是以机械咬合为主,复合涂层与H13基体的结合方式同样为机械结合,这表明喷涂参数的改变没有影响复合涂层固有的结合方式。最后,对No.2、No.5、No.10三组不同参数制备的NiCrBSi/AZ50复合涂层的力学性能做了检测研究。结果表明:No.2、No.5、No.10三组样品复合涂层的截面硬度具有相同的变化规律,靠近基体一侧的复合涂层硬度值最高,复合涂层表面的硬度值最低,其中No.10的涂层硬度最高,达到960HV0.5。利用球盘往复式摩擦磨损机测试No.10复合涂层在在不同载荷（10N和15N）、不同线速度（1.25mm/s和2.1mm/s）的耐磨性能,发现在载荷一定的情况下,线速度越大,复合涂层的摩擦系数越大;当线速度一定时,载荷越大,复合涂层的平均摩擦系数越小。对No.2、No.5、No.10三组试样进行胶粘拉伸实验,其中No.10的拉伸强度最大,为48.5MPa,No.5其次,为29.8MPa,No.2的拉伸强度最小,只有12.6MPa,说明在优化参数后涂层的结合性能得到了提高;对No.2、No.5、No.10三组试样进行电化学实验,发现No.10的耐腐蚀性最好,No.5耐腐蚀性能次之,No.2的耐腐蚀性能最差。
车向明[5]（2020）在《增材制造热作模具钢及性能研究》文中研究说明模具是工业之母,是制造业极为重要的基础装备。模具的传统制造方法存在一些弊端,如生产周期长、成本高、工艺繁琐、复杂异型模具加工极为困难,不能满足个性化需求,而采用增材制造制备模具可以弥补传统制造方法的不足。因此,本文拟探索H13钢和18Ni300钢的可打印性,通过对其增材制造的控形（状）和控性（能）研究,了解其成形规律,弄清增材制造中这两种钢的凝固过程及其对相变、性能的影响,为H13钢和18Ni300钢的增材制造提供理论和技术指导。本文通过改变打印参数研究了H13钢和18Ni300钢的成形规律,得到了最佳打印参数,并按最佳参数打印了大块试样,表面和内在质量良好。为提高打印试样的性能,对其进行了热处理,采用金相、XRD、SEM、TEM、室温拉伸及电化学腐蚀等方法对相关试样进行了分析,并用铜模吸铸法模拟凝固冷速对H13钢打印凝固行为和组织等的影响进行了研究,得到了许多有重要价值的研究结果。H13钢和18Ni300钢都具有很好的3D打印性,最终得到的大块试样无可见裂纹、气孔等缺陷、组织均匀且表面光洁平整。H13钢和18Ni300钢最优打印参数分别为激光功率P=2200W,扫描速度v=600mm/min和激光功率P=2600W,扫描速度v=600mm/min。H13钢打印试样,无需热处理便可获得较高强度、硬度和耐腐蚀性,抗拉强度达到2081MPa,洛氏硬度达到56.0HRC,在韧性要求不高的场合,可直接应用;对强韧性配合有更高要求的场合,可对成形件直接进行550℃回火2h处理,回火2次,而无需预先进行淬火处理,此时抗拉强度为2006MPa,洛氏硬度为55.2HRC,且塑性较高。18Ni300钢打印试样必须进行热处理才能获得所需的硬度,最佳热处理工艺为840℃固溶1h+490℃时效12h,抗拉强度达到1846MPa,洛氏硬度为52.1HRC,高强度的同时仍具有高塑性。固溶+时效处理之后试样的耐腐蚀性能下降。时效试样的强度和硬度因金属间化合物第二相的析出而升高,后随第二相的粗化而降低。两种热作模具钢的强化方法不同,其增材制造和热处理制度都不相同。增材制造过程的凝固冷速对H13钢的凝固行为和组织有较大影响。通过铜模吸铸法,用不同大小的试样模拟凝固冷速变化,得到了凝固冷速对H13钢凝固行为和组织的影响规律。冷速较慢时,没有等轴树枝晶;冷速快时,出现了等轴树枝晶,且柱状树枝晶区和胞状晶树枝晶区变小。快速凝固H13钢仅由碳过饱和的α相组成,是马氏体组织。与增材制造沉积态试样相比,吸铸试样的硬度更高且更均匀,两者的耐腐蚀性接近。
赵明皇[6]（2020）在《激光增材制造H13工具钢热行为及微观结构研究》文中指出作为激光增材制造（Laser additive manufacturing,LAM）技术的重要组成,基于铺粉的选区激光熔化（Selective laser melting,SLM）技术可以实现高性能复杂金属零部件的快速近净成形,目前已经在多个领域得到应用,并逐渐成为工具和模具制造的新方法。本文以典型的H13热作工具钢为研究对象,基于数值分析方法系统研究了 H13工具钢SLM成形过程复杂的熔池热行为,基于试验研究方法系统探讨了激光加工参数对冶金缺陷、致密化、显微组织和冶金结合的影响和调控机制,旨在为SLM成形H13工具钢提供理论依据和技术指导,并促进该技术在工具和模具制造业的推广和工程应用。主要研究内容和结论如下:（1）基于ABAQUS软件,编译了一套用户子程序,开发了 H13工具钢SLM过程三维有限元分析（FEA）模型,系统研究了成形过程复杂的熔池热行为。模拟结果表明,成形过程粉末材料经历了复杂且快速的加热和冷却反复迭代行为,加热速率和冷却速率高达106-107℃/s,熔池温度分布、结构演变和热演变行为受激光功率和扫描速度影响显着,而受铺粉厚度和扫描间距等其他激光加工参数影响较小。（2）研究了 SLM成形H13工具钢的冶金缺陷行为、致密化行为和显微组织特征,探讨了成形过程典型冶金缺陷形成机理,揭示了激光加工参数对冶金缺陷、致密化以及显微组织的调控机制。研究表明,SLM过程易产生气孔、裂纹、未熔合或熔合不良等缺陷。其中,裂纹多起源于成形件侧面边缘,在扩展过程中会形成次裂纹以阻止主裂纹继续扩展,且孔隙缺陷会诱发微裂纹。内部冶金缺陷和致密化行为受激光功率和扫描速度影响显着,且致密度随激光功率或扫描速度的增大先增大后减小。在优化的激光加工参数P=200 W、v=1000 mm/s下,H13工具钢试样横截面近全致密,几乎没有缺陷,致密度高达99.13%。显微组织表现为等轴晶和柱状晶两种结构,在熔池内形貌复杂且分布不均匀,不同位置其形态、大小和生长存在明显差异,其中柱状晶具有明显的外延生长特征。（3）定量研究了激光加工参数对SLM过程激光重熔和预熔行为的影响,揭示了冶金结合形成机理和调控机制,并探讨了激光体能量密度（VED）对冶金结合性能的影响机制。研究发现,重熔和预熔行为对激光功率和扫描速度很敏感,重熔池峰值温度、重熔尺寸、重熔指数、预熔尺寸、预熔指数以及熔道搭接率与激光功率呈正相关关系,与扫描速度呈负相关关系。P≥160 W或v≤1500 mm/s时均可形成有效的冶金结合。铺粉厚度主要影响激光对相邻扫描层的重熔;扫描间距主要影响激光对相邻扫描道的重熔和预熔;而基板预热温度影响较小。在优化的能量密度VED=111.1 J/mm3下,H13工具钢试样相邻扫描道及扫描层之间无明显界面缺陷,具有良好的冶金结合质量。
姜伟[7]（2020）在《H13钢激光熔覆耐磨涂层及抗磨机理的研究》文中认为H13钢作为国内外广泛使用的一种热作模具钢,具有较高的淬透性、耐磨性、韧性以及良好的冷热疲劳性。然而,在高温金属摩擦和挤压的严酷工况条件下,热磨损作为H13钢主要的失效形式之一往往会导致H13钢早期失效。采用激光熔覆对其进行表面处理可有效地提高H13钢的高温耐磨性和使用寿命。本文采用激光熔覆在H13钢表面制备耐磨涂层,并采用SEM、XRD、XPS等对涂层进行了微观分析。针对涂层和H13钢在400、500和600℃下进行了高温磨损实验,对比研究了涂层与H13钢的高温磨损行为和耐磨性,采用SEM、XRD、Raman等对涂层的磨面及剖面的形貌、物相及成分进行了测试和分析,并探讨了涂层的高温磨损机制和抗磨机理。可见,此研究具有重要的理论意义和工程应用价值。本研究采用多道多层激光熔覆法在H13钢表面成功地制备出不同Ni含量的铁基合金涂层,涂层无孔洞、裂纹等缺陷,与基体呈良好的冶金结合。各涂层呈现出类似的凝固组织,第一层从底部到顶部依次是胞晶、柱状晶、等轴晶,第二层主要是等轴晶或树枝晶。随着Ni含量增加,涂层的基体物相从α-Fe转变为γ-（Fe,Ni）,XRD和XPS测试结果表明,涂层中有Al3Ni、AlNi和Fe3Al等金属间化合物的析出。涂层硬度随着Ni含量的增加而降低,各涂层的热稳定性要明显优于H13钢,其中涂层4最为优异。高温摩擦磨损实验结果表明,各涂层的磨损率随着温度和载荷的增加而增加,并且随着Ni含量的增加,涂层1到涂层4的磨损率逐渐降低,涂层5和6略有升高。其中涂层4在400、500、600℃下的磨损率最低,几乎均在5×10-6mm3/mm以下。而相比之下,H13钢,除500℃外,400和600℃下的磨损率几乎都高于5×10-6mm3/mm,甚至在600℃、150N下磨损率达到了33×10-6mm3/mm。因此,与H13钢相比,涂层具有优异的高温耐磨性。可见,这些激光熔覆涂层可以有效地提高H13钢的高温磨损性能。通过对各涂层和H13钢的磨损行为和特征的分析,发现各涂层在400-600℃的磨损机制为氧化轻微磨损和氧化磨损的轻微-严重转变,只有涂层4的磨损机制主要为氧化轻微磨损。而H13钢在400-600℃的磨损主要处于氧化磨损的轻微-严重转变区,甚至在600℃、150N下发生了塑性挤出磨损。涂层高的高温耐磨性主要与摩擦氧化物和涂层热稳定性有关。高温磨损时,涂层磨面亚表层保持较高的硬度（基本在450HV以上）下,摩擦氧化物层受到足够的支撑而起到完全保护作用,处于氧化轻微磨损。当磨面亚表层有所软化,硬度降至300-400HV,摩擦氧化物层没有得到足够的支撑而只起到部分保护作用,进入到氧化磨损的轻微-严重磨损转变区;当亚表层硬度降到300HV以下,亚表层基体发生了塑性变形,无法支撑摩擦氧化物层,故摩擦层出现严重破裂和剥落而失去保护作用,进入塑性挤出磨损。
肖浩男[8]（2020）在《激光增材制造H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料的探索研究》文中研究表明H13钢因具有较高的硬度、热强度和抗热疲劳性,常用于制造压铸、锻造、挤压和热加工冲床等模具。然而随着模具行业的不断发展,其性能已无法满足使用要求,常因表面磨损失效导致零件报废。因此模具表面耐磨材料应运而生,其优异的耐磨性可以延长其使用寿命。由于W-Mo-V高速钢（HSS）具有良好的热硬性,在高温下仍保持杰出的磨损性能,因而常被用来制备表面耐磨材料。在制备表面耐磨材料时,由于材料间的热膨胀系数差异,往往导致耐磨材料与基体存在界面应力,长时间反复受载的服役下,常出现脱落现象。而采用激光增材制造技术制备的梯度耐磨材料,可逐步缓解材料间的成分和性能差异,减少因界面缺陷引起的失效问题。此外,本课题还研究了回火处理对耐磨材料的影响。该研究有助于模具表面防护材料的制备,同时也为增材制造一体化成形梯度耐磨材料提供理论支持。本研究采用激光增材制造技术分别制备了复合材料和功能梯度材料,通过XRD物相分析、扫描电子显微镜（SEM）分析、能谱（EDS）分析、硬度测试、磨损测试和拉伸测试分别对各复合材料的物相、组织、硬度、耐磨性和拉伸性能进行表征。并对功能梯度材料进行了元素分析和硬度测试。结果表明,激光增材制造H13/W-Mo-V HSS复合材料的显微组织均由马氏体、残余奥氏体和碳化物组成。当复合材料中W-Mo-V HSS含量达到40%时,晶界处有小块状碳化物出现,随着W-Mo-V HSS含量进一步增高,这些碳化物聚集长大形成一个连续的网状结构。各复合材料在回火过程中的组织演变趋势相似,回火促进了复合材料中残余奥氏体的分解和碳化物的生成。同时随着回火温度的升高碳化物也逐渐长大,尤其是在高W-Mo-V HSS（60%-100%）含量复合材料中碳化物长大明显。在550℃回火时,各复合材料组织中残余奥氏体基本分解完毕,且组织中的碳化物均匀分布,较高含量的精细碳化物（Mo2C、VC和Cr7C3）弥散分布在基体中。当回火温度升高到600℃及以上时,碳化物尺寸较大并与基体脱离共格关系。随着W-Mo-VHSS含量的升高,沉积态试样的硬度从0%W-Mo-V HSS试样的541 HV增加到100%W-Mo-V HSS试样的799 HV;室温和高温磨损实验表明,较高W-Mo-V HSS含量对复合材料的磨损性能有一定的好处（100%W-Mo-V HSS试样的室温磨损性能和高温磨损性能相比于0%W-Mo-V HSS试样分别提升了 5.2倍和4.7倍）,这些都与复合材料组织中合金元素和碳化物含量增多有关。拉伸测试表明,随着W-Mo-V HSS含量的升高,沉积态的复合材料的拉伸性能呈降低趋势。当复合材料进行回火处理后,各试样在550℃回火时均出现了二次硬化现象,0%和100%W-Mo-V HSS试样硬度分别达到693 HV和904 HV。在550℃回火下所有试样的室温磨损性能也有显着提升,其中80%和100%W-Mo-VHSS含量的复合材料的磨损率约为0.25×10-6 mm3N-1·m-1,相比于沉积态提升了约5.2倍。回火后的拉伸实验表明,各试样在550℃回火时有较高的抗拉强度,但各试样的伸缩率处于较低水平。激光增材制造W-Mo-V HSS/Nb复合材料的显微组织和W-Mo-V HSS试样相似,均由马氏体、残余奥氏体以及碳化物组成。Nb的添加细化了 W-Mo-VHSS的晶粒尺寸,由0wt%Nb时的4.35μm减小到2wt%Nb时3.63μm。随着晶粒尺寸的细化,试样的力学性能均有一定程度的提高。550℃回火处理使W-Mo-VHSS/Nb复合材料的硬度略有降低,但其表现出了较为优异的磨损性能。根据复合材料的研究基础,最终成功制备了质量良好的H13/W-Mo-VHSS/Nb功能梯度材料。对其进行元素分析发现,各层间变化程度较小,无明显的跳跃级界面。硬度测试结果发现,梯度块体从最底层到最顶层逐渐升高,无急剧变化现象。
孙淑婷[9]（2020）在《激光熔覆原位碳化物增强Ni基涂层组织及界面结合机理研究》文中研究表明随着汽车工业的快速发展,无论是传统汽车还是新能源汽车,都迫切需要轻量化设计,以实现能源经济性和环境保护的长期目标。超高强钢替代普碳钢是实现汽车轻量化的主要途径之一。但是,高强钢板的应用导致模具的工作条件更加恶劣,所受载荷更大,模具的磨损也更为严重,给汽车模具的设计和应用带来了一系列的问题。激光熔覆作为一种表面改性技术,在修复磨损模具方面得到了广泛应用,特别是陶瓷颗粒增强金属基复合涂层能显着改善模具的力学性能和耐磨性。针对汽车模具在服役过程中存在硬度低、耐磨性差等难题,本课题通过激光熔覆技术在Cr12Mo V钢表面制备金属基复合涂层。首先利用优化好的工艺参数,在Ni45涂层中原位合成Nb C,根据涂层组织、硬度和耐磨性,确定Nb C的最优理论设计含量;然后以等摩尔的Ti取代Nb,制备出（Ti,Nb）C/Ni复合涂层,并分析涂层的组织特征、力学性能和耐磨性,以及（Ti,Nb）C/γ-Ni的界面结合本质;最后,通过加入不同含量的Ce O2、改变冷却速度,对（Ti,Nb）C/Ni涂层进行改性研究。研究结果有望对汽车模具磨损表面修复提供指导。具体研究内容如下:首先,分析了工艺参数对涂层熔高、熔宽、熔深和稀释率的影响,发现当激光功率为2000 W,扫描速度为4 mm/s,送粉率为15 g/min时,涂层成形较好、无缺陷,涂层熔高、熔宽、熔深和稀释率分别是:1.340 mm、4.791 mm、0.135 mm和9.15%,涂层和基板实现了冶金结合。在此基础上,以Ni45、Cr3C2和Nb粉末为熔覆材料,在Cr12Mo V模具钢表面制备Nb C/Ni涂层。研究发现,不同理论设计含量对涂层强化相尺寸、形状和分布有较大影响,随着Nb C理论设计含量的增加,Nb C颗粒逐渐由块状向花瓣状转变,当涂层中Nb C的理论设计含量为20 wt.%时,原位合成的Nb C颗粒分布均匀,尺寸规整且集中在0.3μm～0.8μm之间。强化相Nb C、Cr3C2、Cr23C6和Cr7C3的析出是涂层硬度提高的主要原因,且在磨损过程中,Nb C及碳化铬突出于涂层表面,阻止了基体的塑性变形和剥落,使磨损失重明显减少,耐磨性相比于Ni45涂层提高了4.43倍。以20 wt.%的Nb C理论设计含量为基础,用等摩尔的Ti替代Nb,制备了不同Nb:Ti比例的复合涂层（Ti,Nb）C/Ni。研究发现,由于Ti C和Nb C晶格常数相近,晶体结构相同,且二者具有较多低表面能的匹配面,Ti C和Nb C在熔覆过程中极易相互结合并依附生长成（Ti,Nb）C。但是熔池中Nb C的形核能力强于Ti C,所以复合碳化物（Ti,Nb）C的晶格常数与Nb C相近。当Nb:Ti比例为1:1时,涂层耐磨性优于其他涂层。利用第一性原理对不同Nb:Ti比例的（Ti,Nb）C进行计算发现,它们均能稳定存在,且当Nb:Ti比例为1:1时,硬度最大。各向异性指数和杨氏模量各向异性图表明,Nb C和Nb0.75Ti0.25C具有较强的各向异性。另外,（Ti,Nb）C中含有金属键和共价键,德拜温度随着Ti含量的增大而升高。根据第一性原理计算发现,在Nb:Ti比例为1:1的（Ti,Nb）C/Ni复合涂层中,Ni有较多的自由表面与其他相进行匹配,其中最有可能的是Ni（100）、Ni（211）和Ni（110）。基于透射电镜和能谱得出的界面取向关系γ-Ni（202）/（Ti,Nb）C（220）,建立了10种（Ti,Nb）C/γ-Ni界面模型。研究发现,Nb原子的堆垛位置相对于Ti的取代位置,对界面影响更大,Nb原子中心位堆垛具有较强的原子间相互作用、界面结合力和热力学稳定性,（Ti,Nb）C/γ-Ni界面的失效最有可能发生在界面处或者靠近γ-Ni一侧。（Ti,Nb）C/γ-Ni界面是极性共价键和金属键的结合,电子的转移主要集中在界面区及附近。最后,通过加入Ce O2和改变冷却速度对（Ti,Nb）C/Ni复合涂层进行改性。研究发现,熔池中的Ce O2分解后,Ce不但对涂层具有除气除渣和净化的作用,还可降低表面张力和界面能,阻碍晶界或相界的移动,从而细化显微组织;未完全分解的Ce O2会作为涂层中（Ti,Nb）C和碳化铬(Cr23C6和Cr7C3)的异质形核核心,且添加5 wt.%Ce O2的涂层表现出了最大拉伸强度。液氮冷却条件下制备的涂层组织显着细化,γ-Ni基体中Fe,Cr,Nb和Ti元素的固溶量增大,使液氮涂层的弹性模量和平均硬度高于空冷涂层,耐磨性比空冷涂层提高了73%。涂层磨损面上均发生了摩擦化学反应,且液氮涂层磨损面的粗糙度较小。
应卫龙[10]（2020）在《外场辅助激光熔覆制备TiB2+TiC增强Fe基复合涂层的研究》文中研究说明服役过程中与工件的频繁接触,以及压应力、热应力等应力的反复作用,使模具表面极易失效。模具表面的失效形式包括磨损、断裂及塑性变形等,大大影响了模具的服役寿命。通过激光熔覆技术改善模具材料表面性能,达到修复和强化失效模具的目的,是一条提高产品生产效率、降低企业生产成本的有效途径,具有重要的工程应用意义。本文采用原位生成法在5CrNiMo钢表面制备了陶瓷颗粒TiB2+TiC增强Fe基复合涂层,并在此基础上分别引入超声振动场和恒稳磁场辅助激光熔覆过程,以进一步提高熔覆层的耐磨性能。研究了在不同外场辅助条件下的熔覆层组织和性能的变化,分析了各外场在激光熔覆过程中的作用机理。通过激光工艺参数的优化,确定了用于后续试验的激光工艺参数为:激光功率1400W,扫描速度7mm/s,光斑直径4mm,预置粉末厚度1mm。在此激光工艺参条件下制备的熔覆层与基体呈冶金结合,整体性能良好。熔覆层的物相主要由α-Fe、Cr7C3、TiB2、TiC和Fe-Ni组成。通过原位反应生成的TiB2和TiC在熔覆层中弥散分布,有效改善熔覆层的硬度和耐磨性能。但激光熔覆快速熔凝的特点导致熔覆层内存有微小裂纹。超声振动场的引入并未改变熔覆层的物相组成,但对基体组织和陶瓷相的形态及分布和力学性能有着显着影响。结果表明,在一定的超声功率的作用下,超声振动的空化效应、声流效应和机械效应起到了破碎晶粒、改变凝固条件及搅拌熔池等作用,使熔覆层基体组织和陶瓷颗粒增强相得到细化,分布趋于均匀,无气孔、裂纹等缺陷。超声振动场的作用效果随着超声功率的增加而加剧,但过高的超声功率并不意味着带来更好的改善作用,剧烈的热效应使得熔覆层内重新出现裂纹。当超声功率为300W时,熔覆层整体性能最佳,表面最高硬度为1201.1HV0.2,与无辅助条件的熔覆层相比增加了 13.35%;磨损形式为以显微切削为主的磨粒磨损,磨痕较浅,耐磨性约为基体的2.5倍。随着恒稳磁场的引入及磁场强度的增加,熔覆层基体组织的细化程度增大,陶瓷颗粒增强相在熔覆层中的分布状态也随着热电磁对流的加剧呈均匀化。但在较高的磁场强度条件下,恒稳磁场对熔池有明显的电磁制动作用,因而熔覆层的硬度和耐磨性随着磁场强度的增加先增加后减小。当磁场强度为15mT时,熔覆层力学性能最佳,表面最高显微硬度值为1253.6HV0.2,与无恒稳磁场辅助时的熔覆层相比提升了 19.71%;在相同磨损条件下磨损失重为无辅助条件熔覆层的63.64%,与基体相比耐磨性提升了 1.7倍。
二、浅谈高能量密度能源表面强化技术在模具制造行业的应用（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、浅谈高能量密度能源表面强化技术在模具制造行业的应用（论文提纲范文）
（1）激光表面淬火对42CrMo钢组织和性能的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 超高强度结构钢 |
| 1.1.1 超高强度结构钢的分类 |
| 1.1.2 低合金超高强度钢 |
| 1.1.3 合金元素对低合金超高强度钢的影响 |
| 1.2 激光表面淬火 |
| 1.2.1 激光表面淬火技术原理及其技术特点 |
| 1.2.2 激光表面淬火设备 |
| 1.2.3 激光表面淬火技术的工艺参数 |
| 1.2.4 激光表面淬火技术的研究现状 |
| 1.2.5 激光表面淬火在工业中的应用 |
| 1.3 课题背景及其意义 |
| 2 激光淬火实验材料及方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 实验设备 |
| 2.3 试样制备 |
| 2.4 显微组织分析 |
| 2.5 相组成分析 |
| 2.6 性能测试 |
| 2.6.1 硬度测试 |
| 2.6.2 耐磨性能测试 |
| 3 工艺参数对42CrMo钢激光淬火层组织和硬度的影响 |
| 3.1 淬火硬化层形貌及物相 |
| 3.2 激光功率和扫描速度对淬火硬化层深度的影响 |
| 3.3 激光功率和扫描速度对淬火硬化层硬度的影响 |
| 3.4 相同能量密度下不同功率和扫描速度对淬火层深度与表面硬度的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 工艺参数对激光淬火层耐磨性能的影响 |
| 4.1 摩擦磨损实验参数 |
| 4.2 激光功率和扫描速度对淬火层磨损质量损失的影响 |
| 4.3 淬火层磨痕分析 |
| 4.4 淬火层摩擦因数曲线 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 多道激光淬火试验 |
| 5.1 激光多道搭接实验参数 |
| 5.2 激光多道搭接区域形貌及物相 |
| 5.3 激光多道搭接区域硬度分布 |
| 5.4 激光多道搭接回火软化区域的硬度均匀性测试 |
| 5.5 非平面结构激光淬火实验 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表学术论文情况 |
| 致谢 |
（2）铸造用覆膜粉体光纤激光烧结/失效复合增材制造工艺及装备研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.1.1 增材制造技术概述 |
| 1.1.2 面向铸造的增材制造技术 |
| 1.1.3 面向铸造的覆膜粉体激光增材制造技术 |
| 1.1.4 本文研究意义 |
| 1.2 相关研究内容研究进展 |
| 1.2.1 选择性激光烧结装备研究进展 |
| 1.2.2 选择性激光烧结工艺研究进展 |
| 1.2.3 选择性激光烧结材料研究进展 |
| 1.3 本文主要研究内容 |
| 2 光纤激光烧结/失效复合增材制造方法及装备 |
| 2.1 光纤激光烧结/失效复合增材制造方法 |
| 2.1.1 FLSIC基本原理 |
| 2.1.2 FLSIC激光源的选择 |
| 2.1.3 FLSIC实现过程 |
| 2.2 光纤激光烧结/失效复合增材制造装备的研制 |
| 2.2.1 总体方案 |
| 2.2.2 激光系统研制 |
| 2.2.3 铺粉系统研制 |
| 2.2.4 控制系统研制 |
| 2.2.5 大幅面系列化光纤激光烧结/失效复合增材制造装备 |
| 2.3 本章小结 |
| 3 覆膜宝珠砂光纤激光烧结/失效复合增材制造工艺研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验条件 |
| 3.3 覆膜宝珠砂粉体特性分析 |
| 3.4 激光作用覆膜宝珠砂成形机制研究 |
| 3.4.1 激光能量对粉床的作用 |
| 3.4.2 激光加热覆膜宝珠砂的固化机制 |
| 3.5 激光烧结覆膜宝珠砂过程的仿真分析 |
| 3.5.1 有限元模型的建立及网格划分 |
| 3.5.2 激光热源模型的建立 |
| 3.5.3 覆膜宝珠砂的热物性计算模型 |
| 3.5.4 初始值及边界条件 |
| 3.5.5 基于热像仪测温的模型整定 |
| 3.5.6 扫描线间距对激光烧结过程温度场影响的模拟分析 |
| 3.6 覆膜宝珠砂的SLS制件性能研究 |
| 3.6.1 激光能量密度对覆膜宝珠砂SLS制件力学性能的影响 |
| 3.6.2 激光能量密度对覆膜宝珠砂SLS制件尺寸精度的影响 |
| 3.7 覆膜宝珠砂的FLSIC制件性能研究 |
| 3.7.1 激光能量密度对覆膜宝珠砂FLSIC制件力学性能的影响 |
| 3.7.2 激光能量密度对覆膜宝珠砂FLSIC制件尺寸精度的影响 |
| 3.8 应用实例 |
| 3.9 本章小结 |
| 4 石墨烯改性覆膜硅砂的制备及复合成形工艺研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 石墨烯改性覆膜硅砂的制备与表征 |
| 4.2.1 实验设备与材料 |
| 4.2.2 粉末的制备过程 |
| 4.2.3 性能测试与表征方法 |
| 4.2.4 改性覆膜硅砂的微观形貌和粒度分布 |
| 4.3 石墨烯含量对覆膜硅砂激光吸收率及常温抗拉强度的影响 |
| 4.3.1 石墨烯含量对覆膜硅砂激光吸收率的影响 |
| 4.3.2 石墨烯含量对覆膜硅砂常温抗拉强度的影响 |
| 4.4 石墨烯含量及激光能量密度对激光烧结制件力学性能的影响 |
| 4.5 石墨烯改性覆膜硅砂FLSIC成形工艺研究 |
| 4.6 应用实例 |
| 4.7 本章小结 |
| 5 轻质保温覆膜漂珠的制备及复合成形工艺研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 覆膜漂珠轻质复合材料的制备与表征 |
| 5.2.1 主要原料及仪器 |
| 5.2.2 粉末的制备过程 |
| 5.2.3 覆膜漂珠微观形貌和粒度分布 |
| 5.3 覆膜漂珠的单层激光烧结/失效工艺研究 |
| 5.3.1 单层激光烧结工艺研究 |
| 5.3.2 单层激光失效工艺研究 |
| 5.4 覆膜漂珠FLSIC成形工艺及制件性能研究 |
| 5.4.1 激光能量密度对覆膜漂珠FLSIC制件强度的影响 |
| 5.4.2 激光能量密度对覆膜漂珠FLSIC制件比强度的影响 |
| 5.4.3 激光能量密度对覆膜漂珠FLSIC制件尺寸精度的影响 |
| 5.5 树脂含量对覆膜漂珠FLSIC制件性能的影响 |
| 5.5.1 树脂含量对覆膜漂珠FLSIC制件强度的影响 |
| 5.5.2 树脂含量对覆膜漂珠FLSIC制件导热系数的影响 |
| 5.5.3 树脂含量对覆膜漂珠FLSIC制件体积密度及比强度的影响 |
| 5.5.4 树脂含量对覆膜漂珠FLSIC制件尺寸精度的影响 |
| 5.6 覆膜漂珠冒口铸造性能评价 |
| 5.7 本章小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间科研项目及科研成果 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（3）材料成分对铁基合金激光熔凝仿生处理的响应及性能测试（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究目的和意义 |
| 1.2 仿生耦合理论的研究 |
| 1.2.1 仿生学概述 |
| 1.2.2 生物耦合理论及其应用 |
| 1.3 仿生耦合建模 |
| 1.4 激光表面强化技术 |
| 1.4.1 激光相变硬化(激光淬火) |
| 1.4.2 激光熔凝技术 |
| 1.4.3 激光合金化技术 |
| 1.4.4 激光熔覆 |
| 1.5 激光耦合仿生加工技术 |
| 1.6 本文研究的主要内容 |
| 第2章 实验方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 激光仿生试样的制备 |
| 2.2.1 基体材料的加工 |
| 2.2.2 激光仿生加工系统 |
| 2.3 研究方法 |
| 2.3.1 单元体截面形貌的观察 |
| 2.3.2 显微组织的观察和物相分析 |
| 2.3.3 显微硬度的测量 |
| 2.3.4 磨损实验 |
| 2.3.5 表面粗糙度 |
| 2.3.6 热疲劳试验 |
| 2.3.7 裂纹的观察 |
| 第3章 合金钢成分对激光熔凝仿生处理的响应 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 仿生单元体的微观特征分析 |
| 3.2.1 单元体横截面形貌 |
| 3.2.2 单元体横截面尺寸和表面粗糙度 |
| 3.3 基体与单元体的显微组织 |
| 3.3.1 基体显微组织 |
| 3.3.2 仿生单元体的显微组织 |
| 3.4 XRD物相分析 |
| 3.5 显微硬度分析 |
| 3.6 试样的磨损实验 |
| 3.6.1 磨损实验结果分析 |
| 3.6.2 磨损形貌与磨损机理分析 |
| 3.7 仿生耦合试样的耐磨性机理分析 |
| 3.8 本章小结 |
| 第4章 不同成分合金钢材料对激光仿生熔凝处理后热疲劳的响应 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 不同仿生试样热疲劳后组织的变化 |
| 4.3 不同仿生试样热疲劳后单元体硬度的变化 |
| 4.4 不同成分合金钢材料经激光仿生熔凝处理后的热疲劳性能 |
| 4.4.1 疲劳裂纹的萌生 |
| 4.4.2 疲劳裂纹的扩展 |
| 4.4.3 裂纹扩展形貌 |
| 4.5 仿生试样的抗热疲劳机理 |
| 4.6 本章小结 |
| 第5章 最优性能下不同成分合金钢材料与激光加工参数匹配 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 不同碳当量成分的合金钢的有效激光加工参数确定 |
| 5.3 不同碳当量成分的合金钢磨损性能的最优激光加工参数确定 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简介及在学期间所取得的科研成果 |
| 致谢 |
（4）H13模具钢等离子喷涂NiCrBSi/AZ50复合涂层的工艺优化及组织性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题研究背景和意义 |
| 1.2 H13钢的特点及应用领域 |
| 1.2.1 H13钢的特点 |
| 1.2.2 H13钢的应用领域 |
| 1.2.3 H13钢存在的问题 |
| 1.3 等离子喷涂 |
| 1.3.1 等离子喷涂的特点 |
| 1.3.2 等离子喷涂原理 |
| 1.3.3 等离子喷涂涂层的形成过程 |
| 1.3.4 等离子喷涂工艺参数 |
| 1.4 H13钢表面等离子喷涂的国内外研究现状 |
| 1.4.1 H13钢等离子喷涂NiCrBSi合金涂层 |
| 1.4.2 H13钢等离子喷涂Al_2O_3-ZrO_2陶瓷涂层 |
| 1.4.3 H13钢等离子喷涂陶瓷涂层的优点及存在的问题 |
| 1.4.4 H13钢等离子喷涂镍基高温合金涂层的优点及存在的问题 |
| 1.5 本文的主要研究内容 |
| 第2章 试验材料、设备和方法 |
| 2.1 试验材料及设备 |
| 2.1.1 基体材料 |
| 2.1.2 涂层材料 |
| 2.1.3 实验设备 |
| 2.2 试样制备 |
| 2.2.1 粉末制备 |
| 2.2.2 喷涂试样制备 |
| 2.3 涂层的组织性能分析 |
| 2.3.1 涂层的显微组织结构和成分分析 |
| 2.3.2 涂层的硬度测定 |
| 2.3.3 涂层的磨损性能测试 |
| 2.3.4 涂层的电化学测试 |
| 第3章 等离子喷涂NiCrBSi/Al_2O_3-ZrO_2工艺优化 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 正交试验 |
| 3.2.1 正交试验设计及流程 |
| 3.2.2 NiCrBSi-AZ50涂层喷涂工艺的因素水平 |
| 3.2.3 NiCrBSi/AZ50涂层结合强度正交试验结果及分析 |
| 3.2.4 各工艺参数对NiCrBSi/AZ50复合涂层结合强度的影响 |
| 3.2.5 AZ50涂层结合强度的最优工艺参数及验证试验 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 等离子喷涂NiCrBSi/AZ50复合涂层的显微组织 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 粉末形貌 |
| 4.3 复合涂层物相分析 |
| 4.4 复合涂层的微观组织 |
| 4.4.1 复合涂层的截面形貌及EDS分析 |
| 4.4.2 复合涂层层间结合 |
| 4.4.3 复合涂层与基体结合 |
| 4.4.4 复合涂层的表面形貌及粗糙度 |
| 4.5 本章小节 |
| 第5章 等离子喷涂NiCrBSi/AZ50复合涂层的性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 不同喷涂参数下复合涂层硬度变化 |
| 5.3 最优参数复合涂层的耐磨性能 |
| 5.3.1 试验方法 |
| 5.3.2 对比H13钢复合涂层的摩擦磨损性能 |
| 5.3.3 载荷对复合涂层摩擦性能的影响 |
| 5.3.4 线性速度对复合涂层摩擦性能的影响 |
| 5.3.5 复合涂层磨损量分析 |
| 5.3.6 涂层磨损表面及磨损机理分析 |
| 5.4 NiCrBSi/AZ50复合涂层的结合性能 |
| 5.5 复合涂层的电化学性能 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（5）增材制造热作模具钢及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 模具钢 |
| 1.2.1 模具钢概述 |
| 1.2.2 模具钢分类及主要失效形式 |
| 1.2.3 模具钢应具备的性能特点 |
| 1.2.4 热作模具钢发展历程 |
| 1.3 增材制造技术 |
| 1.3.1 增材制造技术概述 |
| 1.3.2 激光增材制造技术分类 |
| 1.3.3 增材制造技术应用 |
| 1.4 激光增材制造热作模具钢研究现状 |
| 1.5 中高碳钢的快速凝固 |
| 1.5.1 快速凝固概述 |
| 1.5.2 钢的快速凝固特点 |
| 1.5.3 实现快速凝固的主要方法 |
| 1.6 本文研究意义和主要研究内容 |
| 第二章 试验材料、方法及设备 |
| 2.1 试验材料及试样的制备 |
| 2.1.1 粉末材料 |
| 2.1.2 基板材料 |
| 2.1.3 试样增材制造 |
| 2.1.4 铜模吸铸及设备 |
| 2.2 取样 |
| 2.3 金相和XRD试样制备及观察 |
| 2.4 SEM和 TEM试样制备及观察 |
| 2.5 耐腐蚀性能测试 |
| 2.6 力学性能测试 |
| 第三章 热作模具钢激光增材制造工艺优化 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 粉末的选择 |
| 3.3 基本打印参数的确定 |
| 3.4 H13钢打印参数的确定 |
| 3.5 18Ni300钢打印参数的确定 |
| 3.6 大块试样的打印 |
| 本章小结 |
| 第四章 增材制造H13钢及热处理后组织与性能分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 激光增材制造H13钢显微组织 |
| 4.3 H13钢热处理工艺 |
| 4.3.1 H13钢常规热处理工艺 |
| 4.3.2 激光增材制造H13钢的热处理工艺 |
| 4.4 热处理工艺对激光增材制造H13钢物相和显微组织的影响 |
| 4.5 热处理工艺对激光增材制造H13钢耐腐蚀性能的影响 |
| 4.6 热处理工艺对激光增材制造H13钢力学性能的影响 |
| 本章小结 |
| 第五章 增材制造18Ni300钢及热处理后组织与性能分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 激光增材制造18Ni300钢显微组织和物相分析 |
| 5.3 18Ni300钢热处理工艺 |
| 5.3.1 18Ni300钢常规热处理工艺 |
| 5.3.2 激光增材制造18Ni300钢的热处理工艺 |
| 5.4 时效温度对激光增材制造18Ni300钢组织及性能的影响 |
| 5.4.1 显微组织和物相分析 |
| 5.4.2 硬度测量 |
| 5.5 时效时间对激光增材制造18Ni300钢组织及性能的影响 |
| 5.5.1 显微组织和物相分析 |
| 5.5.2 耐腐蚀性能分析 |
| 5.5.3 力学性能分析 |
| 本章小结 |
| 第六章 H13钢快速凝固研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 H13钢铜模吸铸 |
| 6.3 H13钢快凝试样组织分析 |
| 6.4 H13钢吸铸板XRD分析 |
| 6.5 快速凝固H13钢的耐腐蚀性能 |
| 6.6 快速凝固H13钢的硬度 |
| 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（6）激光增材制造H13工具钢热行为及微观结构研究（论文提纲范文）
| 学位论文数据集 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 符号说明 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 激光增材制造技术概述 |
| 1.2.1 基于送粉的激光熔化沉积技术 |
| 1.2.2 基于铺粉的选区激光熔化技术 |
| 1.3 选区激光熔化关键参量 |
| 1.3.1 成形设备 |
| 1.3.2 粉末材料 |
| 1.3.3 成形工艺 |
| 1.4 选区激光熔化成形国内外研究现状 |
| 1.4.1 选区激光熔化过程温度场数值模拟研究现状 |
| 1.4.2 选区激光熔化成形工艺研究现状 |
| 1.4.3 选区激光熔化成形工具钢研究现状 |
| 1.5 课题来源、研究意义及研究内容 |
| 1.5.1 课题来源 |
| 1.5.2 研究意义与研究目标 |
| 1.5.3 研究内容 |
| 1.5.4 技术路线 |
| 第二章 选区激光熔化有限元模拟技术及试验研究方法 |
| 2.1 选区激光熔化过程热模拟分析理论基础 |
| 2.1.1 控制方程 |
| 2.1.2 初始条件及边界条件 |
| 2.1.3 激光热源模型 |
| 2.1.4 相变潜热问题 |
| 2.2 选区激光熔化过程热模拟分析关键技术 |
| 2.2.1 激光热源的动态加载 |
| 2.2.2 单元生死技术的运用 |
| 2.2.3 材料热物性参数的确定 |
| 2.2.4 材料粉末到实体状态的转变 |
| 2.2.5 相变潜热的处理 |
| 2.2.6 模拟分析思路 |
| 2.3 试验材料 |
| 2.4 试验方案设计 |
| 2.5 选区激光熔化设备及成形过程 |
| 2.6 试样表征分析方法及其设备 |
| 2.7 本章小结 |
| 第三章 选区激光熔化过程熔池热行为数值模拟研究 |
| 3.1 有限元分析模型的建立 |
| 3.2 逐层成形过程的热演变规律 |
| 3.3 激光加工参数对温度分布的影响机制 |
| 3.3.1 温度分布特征 |
| 3.3.2 激光功率和扫描速度的影响 |
| 3.3.3 铺粉厚度的影响 |
| 3.3.4 扫描间距的影响 |
| 3.3.5 基板预热温度的影响 |
| 3.3.6 扫描策略的影响 |
| 3.4 激光加工参数对熔池演变行为的影响机制 |
| 3.4.1 激光功率和扫描速度的影响 |
| 3.4.2 铺粉厚度的影响 |
| 3.4.3 扫描间距的影响 |
| 3.4.4 基板预热温度的影响 |
| 3.4.5 扫描策略的影响 |
| 3.5 激光加工参数对热演变行为的影响机制 |
| 3.5.1 激光功率和扫描速度的影响 |
| 3.5.2 铺粉厚度的影响 |
| 3.5.3 扫描间距的影响 |
| 3.5.4 基板预热温度的影响 |
| 3.5.5 扫描策略的影响 |
| 3.6 数值模型准确性验证 |
| 3.7 本章小结 |
| 第四章 选区激光熔化成形冶金缺陷、致密化及显微组织研究 |
| 4.1 典型冶金缺陷特征及其形成机理 |
| 4.2 激光加工参数对冶金缺陷行为的影响机制 |
| 4.3 激光加工参数对致密化行为的影响机制 |
| 4.4 熔池微观形貌及微观组织特征 |
| 4.4.1 熔池微观形貌特征 |
| 4.4.2 熔池内微观组织特征 |
| 4.4.3 激光能量密度对微观组织的影响机制 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 选区激光熔化成形重熔/预熔行为及冶金结合机制研究 |
| 5.1 激光加工参数对激光重熔/预熔行为的影响机制 |
| 5.1.1 激光重熔/预熔机理 |
| 5.1.2 激光功率和扫描速度的影响 |
| 5.1.3 铺粉厚度的影响 |
| 5.1.4 扫描间距的影响 |
| 5.1.5 基板预热温度的影响 |
| 5.1.6 扫描策略的影响 |
| 5.2 不同激光加工参数下冶金结合形成机理 |
| 5.2.1 激光功率和扫描速度的影响 |
| 5.2.2 铺粉厚度的影响 |
| 5.2.3 扫描间距的影响 |
| 5.2.4 基板预热温度的影响 |
| 5.3 激光能量密度对冶金结合行为的调控机制 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 作者攻读学位期间的研究成果和发表的学术论文目录 |
| 作者和导师简介 |
| 附件 |
（7）H13钢激光熔覆耐磨涂层及抗磨机理的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 选题目的和意义 |
| 1.2 热作模具钢及热作模具的失效 |
| 1.2.1 热作模具钢的概述 |
| 1.2.2 热作模具的失效形式 |
| 1.3 模具的表面强化 |
| 1.4 激光熔覆技术 |
| 1.4.1 激光熔覆粉末的供给方式 |
| 1.4.2 激光熔覆粉末体系 |
| 1.4.3 熔覆工艺参数 |
| 1.5 激光熔覆涂层摩擦磨损的相关研究 |
| 1.5.1 有关室温摩擦磨损的研究 |
| 1.5.2 有关高温摩擦磨损的研究概况 |
| 1.6 主要研究内容 |
| 第二章 试验方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2激光熔覆实验 |
| 2.2.1 涂层制备 |
| 2.2.2 热处理工艺 |
| 2.3磨损实验 |
| 2.3.1 磨损试样制备 |
| 2.3.2 磨损过程 |
| 2.4 硬度测试及微观分析 |
| 2.4.1 硬度测试 |
| 2.4.2 微观分析 |
| 第三章 激光熔覆涂层的制备及微观分析 |
| 3.1 涂层合金成分的设计 |
| 3.1.1 涂层设计背景 |
| 3.1.2 涂层成分设计原则 |
| 3.1.3 合金元素及含量的确定与分析 |
| 3.2 激光工艺参数的选择及涂层制备 |
| 3.2.1 激光熔覆参数的选取 |
| 3.2.2 涂层的制备 |
| 3.3 激光熔覆涂层的微观分析 |
| 3.3.1 涂层的显微组织 |
| 3.3.2 涂层物相分析 |
| 3.3.3 涂层的硬度分布 |
| 3.3.4 涂层的热稳定性 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 激光熔覆涂层和H13钢的高温摩擦磨损行为和特征 |
| 4.1 涂层和H13 钢的高温摩擦磨损行为及分析 |
| 4.1.1 涂层的磨损率和摩擦系数 |
| 4.1.2 H13 钢的磨损率和摩擦系数 |
| 4.2 激光熔覆涂层的磨损特征及分析 |
| 4.2.1 宏观磨损形貌 |
| 4.2.2 磨面物相 |
| 4.2.3 磨面微观形貌 |
| 4.2.4 磨面剖面形貌 |
| 4.2.5 磨面剖面硬度分布 |
| 4.3 H13钢的磨损特征 |
| 4.3.1 宏观磨损形貌 |
| 4.3.2 磨面物相 |
| 4.3.3 磨面微观形貌 |
| 4.3.4 磨面剖面形貌 |
| 4.3.5 磨面剖面硬度分布 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 激光熔覆涂层的耐磨性和抗磨机理 |
| 5.1 激光熔覆涂层的耐磨性 |
| 5.1.1 轻微磨损和严重磨损 |
| 5.1.2 不同Ni含量涂层与H13钢的耐磨性对比 |
| 5.2 涂层和H13钢的磨损机制分析 |
| 5.2.1 氧化轻微磨损 |
| 5.2.2 氧化磨损的轻微-严重磨损转变区 |
| 5.2.3 挤出磨损 |
| 5.3 激光熔覆涂层的抗磨机理分析 |
| 5.3.1 摩擦氧化物层的作用 |
| 5.3.2 基体的热强性和热稳定性的作用 |
| 5.3.3 不同Ni含量下涂层的抗磨机理分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 主要结论和创新点 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 创新点 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在校期间发表的学术论文及其他科研成果 |
（8）激光增材制造H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料的探索研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 H13热作模具钢的现状及强化技术 |
| 1.1.1 H13热作模具钢概述 |
| 1.1.2 热作模具钢强化技术 |
| 1.2 激光增材制造技术概述 |
| 1.2.1 激光增材制造技术简介 |
| 1.2.2 激光增材制造技术在模具钢行业研究进展 |
| 1.3 高速钢耐磨涂层研究进展 |
| 1.4 梯度耐磨材料 |
| 1.5 本课题研究的主要内容 |
| 第二章 实验材料及方法 |
| 2.1 实验材料及设备 |
| 2.1.1 实验材料 |
| 2.1.2 实验设备 |
| 2.2 实验方案 |
| 2.2.1 复合材料块体成形实验 |
| 2.2.2 功能梯度块体成形实验 |
| 2.3 H13/W-Mo-V HSS、W-Mo-V HSS/Nb及H13/W-Mo-V HSS/Nb梯度材料成形工艺 |
| 2.3.1 制备H13/W-Mo-V HSS和W-Mo-V HSS/Nb复合材料激光工艺研究 |
| 2.3.2 制备H13/W-Mo-V HSS/Nb梯度材料激光工艺研究 |
| 2.3.3 激光扫描路径 |
| 2.4 热处理工艺 |
| 2.5 显微组织和物相分析 |
| 2.5.1 组织分析 |
| 2.5.2 物相分析 |
| 2.6 性能测试 |
| 2.6.1 显微硬度测试 |
| 2.6.2 室温拉伸实验 |
| 2.6.3 摩擦磨损实验 |
| 第三章 激光增材制造H13/W-Mo-V HSS复合材料的组织和性能 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 激光增材制造不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料组织演变 |
| 3.2.1 不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料宏观形貌 |
| 3.2.2 不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料物相分析 |
| 3.2.3 不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料微观形貌 |
| 3.3 不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料性能分析 |
| 3.3.1 显微硬度分析 |
| 3.3.2 摩擦磨损性能分析 |
| 3.3.3 室温拉伸性能分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 回火处理对激光增材制造H13/W-Mo-V HSS复合材料的组织和性能影响. |
| 4.1 引言 |
| 4.2 回火处理对激光增材制造不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料组织的影响 |
| 4.2.1 XRD物相分析 |
| 4.2.2 回火处理对各试样显微组织的影响 |
| 4.3 回火处理对激光增材制造不同比例成分H13/W-Mo-V HSS复合材料性能的影响 |
| 4.3.1 显微硬度分析 |
| 4.3.2 室温摩擦磨损性能分析 |
| 4.3.3 高温摩擦磨损性能分析 |
| 4.3.4 室温拉伸性能分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 激光增材制造W-Mo-V HSS/Nb复合材料及回火处理后的组织和性能分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 激光增材制造W-Mo-V HSS/Nb复合材料显微组织分析 |
| 5.3 回火处理对激光增材制造W-Mo-V HSS/Nb复合材料组织影响 |
| 5.3.1 XRD物相分析 |
| 5.3.2 回火处理对各试样显微组织影响 |
| 5.4 回火处理对激光增材制造W-Mo-V HSS/Nb复合材料性能影响 |
| 5.4.1 显微硬度分析 |
| 5.4.2 摩擦磨损性能分析 |
| 5.4.3 室温拉伸性能分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 激光增材制造H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料的初步研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料的制备 |
| 6.3 H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料元素分布 |
| 6.4 H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料的显微硬度变化 |
| 6.5 本章小结 |
| 第七章 总结与展望 |
| 7.1 总结 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间本人出版或公开发表的论文 |
| 致谢 |
（9）激光熔覆原位碳化物增强Ni基涂层组织及界面结合机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 表面修复技术 |
| 1.2.1 堆焊技术 |
| 1.2.2 热喷涂技术 |
| 1.2.3 离子注入技术 |
| 1.2.4 激光加工技术 |
| 1.3 激光加工技术研究现状 |
| 1.3.1 激光冲击强化 |
| 1.3.2 激光淬火 |
| 1.3.3 激光重熔 |
| 1.3.4 激光合金化 |
| 1.3.5 激光熔覆 |
| 1.4 激光熔覆材料 |
| 1.4.1 自熔性合金材料 |
| 1.4.2 陶瓷材料 |
| 1.4.3 金属基复合材料 |
| 1.4.4 稀土及稀土氧化物改性材料 |
| 1.5 过渡金属碳化物的理论研究进展 |
| 1.6 涂层界面结构 |
| 1.7 模具磨损研究现状及存在问题 |
| 1.8 课题研究内容 |
| 第2章 实验材料和方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.1.1 基板材料 |
| 2.1.2 熔覆粉末合金体系 |
| 2.2 激光熔覆设备 |
| 2.3 组织表征及性能测试 |
| 2.3.1 制备方法 |
| 2.3.2 物相及组织表征 |
| 2.3.3 力学性能和耐磨性表征 |
| 2.4 第一性原理基本理论及计算方法 |
| 2.4.1 Schr?dinger方程 |
| 2.4.2 密度泛函理论 |
| 2.4.3 赝势 |
| 2.4.4 计算软件 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 Ni基涂层中原位自生碳化物的基础研究 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 工艺参数对涂层形貌的影响 |
| 3.2.1 激光涂层加工工艺试验 |
| 3.2.2 工艺参数对涂层尺寸的影响 |
| 3.3 原位合成NbC对Ni基涂层的强化行为 |
| 3.3.1 NbC/Ni涂层截面形貌及物相组成 |
| 3.3.2 NbC/Ni涂层组织及元素分布 |
| 3.3.3 原位NbC的形成过程 |
| 3.3.4 NbC/Ni涂层硬度 |
| 3.3.5 NbC/Ni涂层耐磨性 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 (Ti,Nb)C/Ni复合涂层及(Ti,Nb)C颗粒的结构与性能研究 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 (Ti,Nb)C/Ni复合涂层组织与性能 |
| 4.2.1 (Ti,Nb)C/Ni复合涂层物相组成 |
| 4.2.2 (Ti,Nb)C/Ni复合涂层显微组织 |
| 4.2.3 (Ti,Nb)C/Ni复合涂层硬度与耐磨性 |
| 4.2.4 复合碳化物(Ti,Nb)C的形成机制 |
| 4.2.5 (Ti,Nb)C/Ni涂层的组织演变过程 |
| 4.3 复合碳化物(Ti,Nb)C的第一性原理研究 |
| 4.3.1 计算模型及参数设置 |
| 4.3.2 化合物(Ti,Nb)C的稳定性 |
| 4.3.3 化合物(Ti,Nb)C的力学性能 |
| 4.3.4 化合物(Ti,Nb)C的电子性质 |
| 4.3.5 化合物(Ti,Nb)C的热力学性质 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 (Ti,Nb)C/γ-Ni界面性质的第一性原理研究 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 体相Ni的结构和性能 |
| 5.2.1 界面建模思路及计算方法 |
| 5.2.2 体相Ni的结构及性能 |
| 5.2.3 体相Ni的自由表面 |
| 5.3 (Ti,Nb)C(110)/γ-Ni(101)界面性能 |
| 5.3.1 (Ti,Nb)C(110)/γ-Ni(101)界面模型 |
| 5.3.2 (Ti,Nb)C(110)/γ-Ni(101)界面粘附功与界面能 |
| 5.3.3 (Ti,Nb)C(110)/γ-Ni(101)界面断裂韧性 |
| 5.3.4 (Ti,Nb)C(110)/γ-Ni(101)界面结合本质 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 复合涂层(Ti,Nb)C/Ni微观组织与性能的改性研究 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 CeO_2对(Ti,Nb)C/Ni复合涂层的改性研究 |
| 6.2.1 CeO_2对(Ti,Nb)C/Ni复合涂层物相组成及组织形貌的影响 |
| 6.2.2 CeO_2对(Ti,Nb)C/Ni复合涂层力学性能的影响 |
| 6.2.3 CeO_2的作用机制 |
| 6.3 冷却速度对(Ti,Nb)C/Ni复合涂层的影响 |
| 6.3.1 冷却速度对(Ti,Nb)C/Ni涂层物相组成的影响 |
| 6.3.2 冷却速度对(Ti,Nb)C/Ni涂层组织形貌的影响 |
| 6.3.3 冷却速度对(Ti,Nb)C/Ni涂层织构特征的影响 |
| 6.3.4 冷却速度对(Ti,Nb)C/Ni涂层力学性能和耐磨性的影响 |
| 6.4 本章小结 |
| 结论 |
| 主要创新点 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间所发表的学术论文 |
| 致谢 |
（10）外场辅助激光熔覆制备TiB2+TiC增强Fe基复合涂层的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 激光熔覆技术 |
| 1.2.1 激光熔覆原理及特点 |
| 1.2.2 激光熔覆材料 |
| 1.2.3 激光熔覆存在的问题及解决措施 |
| 1.3 外加场辅助激光熔覆技术 |
| 1.3.1 超声振动场辅助激光熔覆 |
| 1.3.2 磁场辅助激光熔覆 |
| 1.4 研究意义和主要研究内容 |
| 1.4.1 研究的意义及目的 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 第2章 试验材料与方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 基体材料 |
| 2.1.2 合金粉末 |
| 2.2 试验方法与设备 |
| 2.2.1 激光熔覆设备及熔覆层的制备 |
| 2.2.2 组织及性能测试 |
| 第3章 激光熔覆工艺对熔覆层成形及性能的影响 |
| 3.1 激光工艺参数的优化 |
| 3.1.1 激光功率的选定 |
| 3.1.2 扫描速度的选定 |
| 3.2 熔覆层的微观组织 |
| 3.2.1 物相分析 |
| 3.2.2 微观组织分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 超声振动场对熔覆层组织及性能的影响 |
| 4.1 熔覆层的物相分析 |
| 4.2 熔覆层的微观组织分析 |
| 4.3 熔覆层的硬度和耐磨性 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 恒稳磁场对熔覆层组织及性能的影响 |
| 5.1 熔覆层的物相分析 |
| 5.2 熔覆层的微观组织分析 |
| 5.3 熔覆层的硬度和耐磨性 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 学位论文评阅及答辩情况表 |
四、浅谈高能量密度能源表面强化技术在模具制造行业的应用（论文参考文献）
- [1]激光表面淬火对42CrMo钢组织和性能的影响[D]. 焦咏翔. 大连理工大学, 2021(01)
- [2]铸造用覆膜粉体光纤激光烧结/失效复合增材制造工艺及装备研究[D]. 童强. 大连理工大学, 2021
- [3]材料成分对铁基合金激光熔凝仿生处理的响应及性能测试[D]. 常庚. 吉林大学, 2020(01)
- [4]H13模具钢等离子喷涂NiCrBSi/AZ50复合涂层的工艺优化及组织性能研究[D]. 钱杰. 江苏科技大学, 2020(02)
- [5]增材制造热作模具钢及性能研究[D]. 车向明. 大连交通大学, 2020(06)
- [6]激光增材制造H13工具钢热行为及微观结构研究[D]. 赵明皇. 北京化工大学, 2020(02)
- [7]H13钢激光熔覆耐磨涂层及抗磨机理的研究[D]. 姜伟. 江苏大学, 2020(02)
- [8]激光增材制造H13/W-Mo-V HSS/Nb功能梯度材料的探索研究[D]. 肖浩男. 苏州大学, 2020(02)
- [9]激光熔覆原位碳化物增强Ni基涂层组织及界面结合机理研究[D]. 孙淑婷. 北京工业大学, 2020(06)
- [10]外场辅助激光熔覆制备TiB2+TiC增强Fe基复合涂层的研究[D]. 应卫龙. 山东大学, 2020(11)