一、减摩法调控结构钢焊接残余应力技术研究（论文文献综述）
焦鹏程[1]（2021）在《等离子熔覆制备纳米CeO2改性FeCrSiVMn合金涂层的工艺及性能研究》文中指出煤炭行业传统刮板输送机中部槽广泛采用Q235钢,由于Q235钢耐磨损性能较差,导致刮板输送机中部槽严重磨损而报废,不但影响煤炭企业生产效率,还给企业造成了较大的经济损失。采用等离子熔覆技术在中部槽表面熔覆一层耐磨涂层,不但可以延长中部槽使用寿命,还可对磨损较轻的中部槽进行修复,可有效解决煤炭行业因中部槽磨损而产生的停产和报废问题。因此,开展刮板输送机中部槽Q235钢表面耐磨涂层的制备技术的研究工作,提高Q235钢的力学性能和表面耐磨损性能,对于煤炭生产企业有重要的理论意义和工程应用价值。本文以Q235钢为基体,通过等离子熔覆改性FeCrSiVMn合金粉体,在Q235钢表面获得等离子熔覆改性涂层。通过机械混合的方式将不同含量的纳米CeO2（0 wt%、0.25 wt%、0.5 wt.%、0.75 wt%和1 wt%）加入FeCrSiVMn合金粉体中。借助纳米CeO2对熔覆合金涂层晶粒的细化和净化作用,进一步改善涂层的显微组织,提高涂层的综合力学性能。通过单因素试验优化确定改性熔覆涂层制备的工艺条件。采用X射线衍射仪分析涂层的相结构,采用金相显微镜和扫描电子显微镜观察涂层的显微组织,采用扫描电镜能谱仪和氧氮仪定性和定量分析了涂层元素,测试涂层的摩擦系数、硬度、磨损失重和应力应变曲线,探究改性涂层制备工艺条件对涂层组织结构和力学性能的影响规律,揭示稀土氧化物对涂层晶粒细化的作用机理和力学性能的强化机制。结果表明:随着熔覆电流、离子气、保护气、送粉气和送粉量的增大,改性FeCrSiVMn合金熔覆涂层的摩擦系数和磨损失重呈现出先减小后增大的变化趋势,硬度呈现出先增大后减小的变化趋势。当电流为175 A、离子气为4.5 L/min、保护气为6.0 L/min、送粉气为5.0 L/min和送粉量为400 mg/s时,熔覆涂层的显微组织细小均匀,裂纹和气孔缺陷较少,熔覆涂层的往复摩擦系数最小,为0.666,平均硬度最大,为735.12 Hv,磨损失重最小,为0.0122 g。对纳米CeO2改性FeCrSiVMn合金涂层的研究表明:随着纳米CeO2含量的增加,改性涂层中的晶粒由树枝晶变为等轴晶,晶粒的排列形式由长程有序变为短程无序。当改性涂层中CeO2添加量小于0.5 wt%时,涂层中的Ce、O、V三种元素结合在一起,形成钒酸铈离子化合物,并以第二相粒子的形式弥散分布在改性涂层的晶界处,产生弥散强化作用,同时Ce元素表现出良好的控O作用。当改性涂层中纳米CeO2的添加量大于0.5 wt%时,涂层中的晶粒又由等轴晶转变为树枝晶,排列方式由短程无序变为长程有序。而且熔池的流动性降低,Ce、V、O、Si四种元素同时出现在面扫能谱的同一位置上,形成了一种的硅酸盐离子化合物。当纳米CeO2的添加量为0.5 wt%时,改性熔覆涂层中等轴晶最多,且晶粒最小,改性涂层的往复摩擦系数最小且最稳定,表面平均硬度最大为759.69 Hv,磨损失重小为0.014 g,最大抗拉强度为1346 Mpa,氧含量为0.023%,铈含量为0.04%。涂层的综合力学性能最好。
林昌华[2]（2021）在《304不锈钢管环焊缝表面堆焊SNi6625合金应力分布及堆焊层尺寸优化研究》文中进行了进一步梳理不锈钢管道多层多道焊接残余应力分布复杂。在拉伸残余应力和腐蚀介质的共同作用下,不锈钢管内壁环焊缝和热影响区易产生应力腐蚀开裂。降低拉伸残余应力甚至将其转变为压缩应力,是防止不锈钢管焊接结构应力腐蚀开裂,提高服役性能与安全性的重要措施。目前常用的残余应力调控方法（如热处理、振动时效法等）对管环焊缝内壁应力调控效果不明显。不锈钢管环焊缝表面堆焊是一种有效地将环焊缝内部应力转变为压应力并增加接头强度的方法。深入研究不锈钢管环焊缝堆焊后应力分布特征及堆焊层尺寸对环焊缝应力分布的影响规律,对于堆焊层设计及不锈钢管服役性能评价具有重要意义。本课题制备了φ273×28mm的核电用304不锈钢环焊缝堆焊试样,采用小孔法测试了堆焊管的表层应力,基于轮廓法获得管试样的内部应力分布全貌;建立轴对称模型对堆焊管残余应力场进行计算,利用试验测试结果验证了计算模型的准确性和合理性;基于有限元法研究了试验管从对接到环焊缝堆焊的应力演化过程,进一步研究了堆焊层高度和宽度对不锈钢堆焊管试样内部应力的影响规律。应力测试结果表明,堆焊管试样堆焊层及邻近区域的表面应力基本为拉应力;环向应力在环焊缝靠近内壁区域的为压应力,分布深度达到70%壁厚,峰值压应力达到-380MPa,靠近外壁区域为拉应力;轴向应力从内壁到堆焊层表面呈现拉-压-拉分布,压应力分布范围（内壁为拉应力）约为75%壁厚,峰值压应力达到-130MPa;堆焊层内的环向和轴向应力均为拉应力。有限元计算得到堆焊管试样的应力演化过程表明,对接完成后,环焊缝区域的环向应力均为拉应力,轴向应力从内壁到外壁呈现拉-压-拉-压分布,压应力分布范围为40%壁厚;表面堆焊能使环焊缝环向应力转变为压应力,但对环焊缝轴向应力的影响较小;堆焊完成后,环焊缝区域的环向压应力分布深度达到65%壁厚,峰值压应力为-340MPa,轴向压应力分布深度达到65%壁厚,峰值压应力为-120MPa。针对堆焊管试样的数值计算研究表明,环焊缝堆焊能使环焊缝环向应力从拉应力转为压应力,堆焊层高度对环向应力的调控作用更显着;环焊缝内壁轴向应力仅可通过增加堆焊层宽度获得压应力;当堆焊层高度超过20mm后,内壁近缝区域出现环向拉应力,内壁靠近环焊缝区域的轴向拉应力区增大。本课题研究的不锈钢管环焊缝合适的堆焊层高度为14mm,宽度为210mm。
张书彦,高建波,温树文,Paddea Sanjooram[3]（2021）在《中子衍射在残余应力分析中的应用》文中指出中子衍射应力测量原理基于布拉格方程,通过取样测量体积内样品晶格的晶面间距进行精确表征,获取材料微观晶格的形变信息,可以实现晶体材料深层内部弹性应变的直接无损测量。测量值通常与样品测量位置和外加温度或力学载荷相关,用于评估实际部件整体结构和变形参数。本研究介绍中子衍射的基本原理,辊压法调控搅拌摩擦焊的残余应力和变形、管道焊接残余应力、大尺寸工程部件、近表面材料的残余应力测量分析、低温下飞机组件材料、原位热处理焊接材料,以及热老化和蠕变过程中内应力定量分析等典型应用案例。
王琦[4]（2020）在《硬质合金盾构刀具钎缝设计及可靠性研究》文中认为作为“国之重器”的盾构机是城市轨道交通施工必备的重大装备。盾构刀具是盾构机掘进施工的“牙齿”,由硬质合金同高韧性钢基体通过钎焊技术连接构成。硬质合金由于尺度大钎焊性能差,影响钎焊接头可靠性,服役过程中出现盾构刀头过早开裂、崩刃、掉齿的情况,降低了盾构刀具工作效率,极大影响施工进度。当前盾构刀具的检测、维护时间占整个建设周期的3%～20%,用于更换盾构刀具的相关费用占总施工费用的25%左右。因此,通过钎缝形貌、组织及结构设计,开展盾构刀具硬质合金钎缝可靠性研究,探索提高硬质合金焊接性及钎缝强度的解决方案,对优化国产化刀具性能,延长盾构机工作寿命,降低盾构工程掘进成本具有非常重要的工程意义。首先引入钎缝形貌设计概念。采用激光加工技术对硬质合金进行表面毛化处理,增强润湿性,并去除表面游离态碳、氧化物等杂质。试验发现,毛化凹坑增大液态钎料在硬质合金表面铺展面积,减小硬质合金表面润湿角,改变了钎缝形貌。以圆柱形凹坑为例,分别根据Wenzel、Cassie、Cassie-Baxter润湿模型,推导确定了润湿角大小与凹坑的分布密度及钎料填充状态之间的内在关系。通过建立毛化凹坑模型,实现了硬质合金比表面积增量计算。结合对钎缝凹坑相受力分析,阐明了激光毛化处理对提高硬质合金/钎缝界面连接强度的作用机制。剪切试验结果显示,断口位置位于钎缝而非硬质合金/钎缝连接界面,表明激光毛化作用显着。其次采用电沉积技术,率先实现硬质合金表面Co-Ni涂层的混合镀敷,进行钎缝结构及组织设计。结合涂层生长过程,记录分析了镀敷时间对涂层形貌、厚度、成分以及镀速的影响。通过观察钎焊接头显微形貌,发现钎缝中固溶强化相α-Cu（s.s）含量增多。结合Daken-Gurry组元交互作用强度理论,揭示分析了涂层元素对钎缝强度、钎缝界面连接强度的强化机理。剪切试验结果表明,涂层厚度制约接头可靠性。镀敷时间超过20min后,涂层过厚诱发内应力,涂层与硬质合金有剥离倾向。最后分别采用片状白铜（CuZnNi）、片状可伐合金（FeNiCo）以及网状304不锈钢材料作为中间层,进行硬质合金钎缝结构及组织优化设计。试验研究了片状中间层厚度及钎焊温度对钎焊接头可靠性影响,分析了中间层元素对钎缝强度及母材/钎缝界面连接强度的强化机理,分析了片状中间层对缓释热应力的作用,阐明了网状中间层与钎缝孔隙相降低钎缝热应力的协同作用机理。剪切试验结果表明,可伐合金与304不锈钢网作中间层可以显着提升接头剪切强度,剪切断口位于钎缝;白铜作中间层对接头剪切强度提升效果不明显,剪切断口位于钎缝/中间层连接界面处。
张超华[5]（2020）在《基于有限元法的建筑钢结构焊接应力与变形预测及控制研究》文中提出钢结构具有自重轻、强度高、抗震性能好以及可循环利用等优点,近年来被广泛地运用在建筑领域。熔化焊技术是钢结构最主要的连接手段。焊接产生的残余应力会对建筑钢结构的承载能力、稳定性与安全性产生不利的影响;焊接变形不仅影响产品的外观质量,还会降低钢结构的装配精度。因此,焊接残余应力与变形的预测及控制对于建筑钢结构的健全性与完整性评估具有重要的理论意义与工程价值。为此,本文以有限元软件ABAQUS为平台,采用顺序耦合的热-弹-塑性有限元计算方法来模拟典型接头和结构的焊接温度场、残余应力与变形。为了能准确地、高效地预测焊接残余应力与变形结果,开发了面向工程应用的高精度材料模型和计算方法。运用所开发的计算方法,模拟了方管柱-H型梁整体的焊接应力分布,基于数值模拟结果提出了调控隔板焊接应力的方案;针对单V型坡口的厚板T型接头的角变形问题,基于预测结果提出了控制角变形的方案,并比较了各方案控制角变形的效果。高精度高效的材料模型对于有限元法解决实际工程问题至关重要。以Q345低合金高强钢平板对接接头为研究对象,开发了可以同时区分考虑母材与焊缝金属的力学性能、材料的加工硬化、退火软化效应和固态相变的热-弹-塑性有限元方法。在数值模拟时,采用区分考虑母材与焊缝金属屈服强度的方式模拟焊缝金属的力学性能;分别利用各向同性硬化准则与“阶跃式”退火软化模型模拟材料的加工硬化与退化软化效应;分别采用JMAK方程与K-M关系模拟焊接过程中扩散型的固态相变与非扩散性的固态相变。研究了焊缝金属的力学性能、材料的加工硬化及退火软化效应与母材的固态相变对焊接残余应力与变形的计算精度和效率的影响。研究结果表明,为了准确且高效地预测Q345钢接头的焊接残余应力与变形,材料模型中可以忽略固态相变因素,但要区分考虑母材与焊缝金属的力学性能、材料的加工硬化及退火软化效应。建筑钢结构中的焊接接头通常板厚较厚、焊道数较多,计算规模较大。为了提高计算效率,以板厚为30 mm的T型接头为研究对象,研究了瞬间热源模型与有限元模型纵向方向的网格密度对焊接残余应力与变形的影响。研究结果表明,瞬间热源模型的计算方法能够在较短的时间内获得较高精度的焊接残余应力,且有限元模型纵向方向的网格密度对焊接残余应力的影响较小;但是瞬间热源模型的计算方法会严重低估焊接变形。以板厚为40 mm的平板对接接头为研究对象,采用瞬间热源模型的计算方法,研究了合并焊道方式对焊接残余应力的影响。为了保证焊接残余应力的计算精度,提出了合并焊道模型总热量的修正公式。研究结果表明,合并表面焊道的方式会明显低估焊接接头盖面焊道及其附近区域的焊接残余应力;合并填充焊道的方式能够较为准确地预测焊接接头表面的焊接残余应力,但会略微增加焊接接头填充焊道区域的焊接残余应力。该研究为大型钢结构整体的焊接残余应力预测提供了高效的计算方法。方管柱-H型梁包含大量的十字接头与T型接头,其中方管柱的隔板与H型梁的翼缘板具有产生层状撕裂的倾向。基于层状撕裂的形成机理,提出了以钢材厚度方向的焊接残余应力与整个焊接过程的峰值应力作为层状撕裂力学因素的评价方法。采用瞬间热源模型的计算方法模拟了方管柱-H型梁整体的焊接残余应力与峰值应力分布,对比隔板与翼缘板厚度方向的焊接应力,发现隔板高的峰值应力区域与数值都要大于翼缘板。建立含有隔板的十字接头模型,采用瞬间热源模型与合并焊道模型相结合的计算方法模拟板厚为100 mm的十字接头焊接应力分布,并从焊接顺序、焊道布置与焊缝金属强度等级三个方面来调控隔板厚度方向的焊接应力,以缓解隔板的层状撕裂产生倾向。该研究结果可为从力学因素缓解层状撕裂提供理论指导。在实际焊接生产中,单V型坡口的厚板T型接头角变形是一个非常突出的问题。本文分别采用了焊道布置优化法、结构拘束法与反变形法来控制单V型坡口的厚板T型接头的角变形。为了准确预测接头的角变形,计算中,采用移动热源模型模拟焊接热输入。研究结果表明,焊道以堆焊的方式堆在翼缘板的接头可以减少32%的角变形;结构拘束法可以降低69%的角变形;采用有限元法确定初始反变形,反变形法几乎完全消除了T型接头的角变形。本文基于有限元方法对建筑钢结构焊接应力与变形的预测及控制进行了系统地研究。其中,建立面向工程应用的高精度材料模型及计算方法的研究具有一定的科学意义;通过调控厚大接头的焊接应力来缓解层状撕裂产生倾向的研究,和通过控制厚板接头角变形来提高钢结构装配精度的研究具有重要的工程应用价值。
冯伟龙[6]（2020）在《H13钢仿生强化层激光熔覆制备工艺研究》文中研究指明本文以实际生产中常见的H13模具钢作为研究对象,经过分析选择耐高温性能好、抗氧化能力强,硬度高的Stellite156钴基合金粉末作为熔覆材料,通过激光熔覆表面强化的方法,结合仿生耦合结构,使用超声辅助以及添加稀土等辅助熔覆手段对H13钢表面进行改性强化实验。目的是为了提高H13模具钢表面的硬度、耐磨性、抗热疲劳等属性,从而提高H13模具钢的表面性能,提高模具的使用寿命。（1）为了获得较好的仿生耦合试样实验工艺参数范围,降低不必要的实验次数,针对H13钢表面熔覆Stellite156钴基合金粉末,使用ANSYS仿真软件的APDL命令流编程,通过ANSYS软件模拟熔覆过程中不同的激光功率、扫描速度等工艺参数对熔池温度、熔池形貌以及熔覆层应力分布的影响规律,得到了一组较好的实验工艺参数。实验验证与仿真结果较为吻合。即:当激光功率为1200W、扫描速度为2mm/s、送粉电压为12V时熔覆效果较好。（2）在得到良好工艺参数的基础上,为了进一步改善熔覆层的各种性能,引入超声振动的辅助手段来优化仿生耦合试样的工艺参数。进行超声辅助工艺试验,分析超声对熔覆层形貌、气孔数量、熔覆层金相组织及硬度。当超声频率为32k Hz时,熔覆层硬度得到了显着提高,组织较为细小均匀,熔覆层缺陷较少,熔覆层质量得到了进一步提高,通过对熔覆层硬度测试发现,其硬度最高值达到了597HV。（3）引入Y2O3含量对熔覆层质量的影响进行实验,分析稀土含量对熔覆层形貌、气孔数量、熔覆层金相组织及硬度。当熔覆层中Y2O3含量为2.5%时,熔覆组织细密,成分偏析现象得到了明显的改善,气孔缺陷较少,虽然硬度提升效果没有超声辅助显着,但和无Y2O3的熔覆层相比较,硬度值仍达到了560HV以上,明显高于H13钢本身。（4）综合仿真及实际试验结合辅助熔覆手段得到符合制备仿生耦合试样的工艺参数后,进行了仿生耦合结构的设计以及制备工作。结合贝壳珍珠层结构,通过计算分析得到适合H13钢表面强化的多层仿生结构。对制备的仿生耦合试样进行抗热疲劳实验发现:熔覆层的抗热疲劳性能相比H13钢有了明显提升,热疲劳等级明显提高,热疲劳等级由7级上升到了1级。通过对仿生耦合试样的耐磨性进行实验测试,发现:仿生耦合试样耐磨性显着提高,相同时间内的磨损量由0.097g下降到了0.022g。相比H13钢耐磨性提升3倍以上,且硬度值最高为690HV,提升效果明显。使用优化的加工工艺制备出的Stellite156钴基仿生耦合试样相比H13钢本身有了较好的表面性能提升,可以提高H13钢的应用范围以及使用寿命,具有一定的应用及推广价值。
徐荣礼[7]（2020）在《碳纳米管增强陶瓷复合涂层的性能及其机理研究》文中进行了进一步梳理现代工业应用如航空航天、机械制造和能源开发等众多领域对零件的耐磨损、耐高温和耐腐蚀能力提出了越来越严苛的要求。如高性能发动机中的曲轴与轴承、气门阀与阀座等摩擦副,需要在700℃左右的排气温度及富含酸性物质的尾气环境下做高频率的往复或旋转运动,高温腐蚀磨损仍然是亟需进一步解决的一大难题。胶粘陶瓷涂层作为陶瓷涂层的一种,以其施工简易,固化温度低,成本低等优点,正被越来越多的用于解决现代工业中腐蚀及磨损等难题。然而,为拓展涂层适用范围,胶粘陶瓷涂层在耐磨减摩、耐腐蚀及改善韧性等方面仍然需要持续改善。本文对胶粘陶瓷涂层的耐磨性能、耐腐蚀性能展开深入研究,为胶粘陶瓷涂层的应用与推广提供了进一步的理论依据和技术指导。本文首先对胶粘陶瓷涂层样件制备进行研究。针对制备过程中由于添加剂分散性差导致涂层性能下降的问题,对碳纳米管进行强酸处理引入羧基官能团,并进一步用表面活性剂对其进行物理改性,在碳纳米管表面引入亲水性基团。结果表明碳纳米管在陶瓷涂层中的分散性明显增强。XRD、Raman和EDS等分析结果显示,碳纳米管的主碳管结构未在酸洗和离心过程中遭到破坏,且在后续的涂层原浆混合和固化过程中,碳纳米管未与其他成分反应生成新的物质。将改性处理后的碳纳米管植入到陶瓷涂层中,并探讨了涂层常温状态下的摩擦磨损性能。对固化时间及碳纳米管成分配这两个参数的样件组合进行性能测量,结果表明,随着碳纳米管含量的增加,硬度和粗糙度呈先增加后降低的趋势。不同固化时间下的陶瓷涂层机械性能差异不明显。对各组样件进行线性往复摩擦磨损试验,结果表明摩擦系数在前80秒急剧下降后趋于稳定。随着碳纳米管成分配比的增加,摩擦系数先降低后增加,不同固化时间下的复合陶瓷涂层摩擦系数没有明显的变化趋势。与摩擦系数趋势相同,磨损量随碳纳米管成分比重的增加,呈先降低后增加的明显变化趋势。在试验样本中,当碳纳米管含量为0.25 wt%时,复合涂层取得最优的耐磨损性能。此外,通过SEM对涂层磨痕的微观形貌进行了分析。结果表明,碳纳米管配比适当的胶粘陶瓷涂层,在涂层中裂纹萌生的过程中,碳纳米管起到了很好地桥接裂纹的作用,并改变了裂纹生长的方向,消耗了断裂能,从而防止裂纹进一步扩展。碳纳米管添加到一定含量时会导致胶粘陶瓷涂层中团聚现象严重,从而导致涂层的抗磨减摩性能下降。另外,对不同碳纳米管成分配比的试验件开展100℃,300℃和500℃三种温度条件的摩擦磨损性能研究。试验结果表明,当温度低于500℃时,涂层的摩擦系数随碳纳米管含量的增加而减小。然而,当温度升高到500℃时,摩擦系数与碳纳米管含量之间没有明显的关系。在500℃时,摩擦系数与不含碳纳米管的涂层保持相同的水平。此外,相同碳纳米管含量的涂层在500℃时摩擦系数最高,在300℃时的摩擦系数最低。300℃温度有利于碳纳米管在磨损轨道上形成润滑膜,从而降低摩擦系数。当温度升至500℃时,碳纳米管由于氧化而失去了主要结构,无法形成润滑膜。因此在500℃时,摩擦系数与不含碳纳米管的涂层保持相同的水平。磨损率随着碳纳米管的引入,呈明显降低趋势。此外,随着温度的升高,磨损率增大。在300℃和100℃摩擦环境下的磨损率增加很小。而在300～500℃摩擦环境下的磨损率增大明显。含碳纳米管涂层在500℃下的磨损率与不含碳纳米管涂层的数值相当。通过SEM对微观机理进行分析,结果表明,100℃和300℃下的胶粘陶瓷涂层很好的保持了其固有结构,碳纳米管可以很好的起到润滑和桥接作用。到了500℃时,碳纳米管受热分解,不再起作用,陶瓷涂层的结构受到高温影响,抗磨减摩性能下降。考虑弹性变形,弹塑性变形,塑性变形三种状态之间的连续性,结合微凸体接触理论,建立了碳纳米管增强胶粘陶瓷涂层的接触模型。在此基础上分别推导出了两个粗糙面之间的正压力和摩擦系数模型。考虑到涂层在不同温度环境和应用下的特性变化,提出和建立了碳纳米管增强胶粘陶瓷涂层摩擦系数随温度变化的模型。分析结果表明摩擦系数变化趋势很好的验证了试验结果。对碳纳米管增强胶粘陶瓷涂层进行了电化学试验。试验结果表明,涂层钢的腐蚀电流密度(Icorr)与裸钢相比明显降低,这表明涂层钢的耐腐蚀性得到提高。随着碳纳米管含量的增加,涂层的耐腐蚀性也随之提高。微观结构分析结果表明,碳纳米管优越的强度改善了凝胶的强度,可以防止裂纹的产生,并在裂纹发生时起到桥接作用,腐蚀电解质通过涂层中裂纹进入基体表面的难度增加。同时碳纳米管改变了腐蚀介质的扩散路径,延长了腐蚀介质到基体表面的时间。因此,在引入碳纳米管后,抗腐蚀性能得到了提高。
李乔磊[8]（2020）在《等离子喷涂金属/Al2O3-TiO2涂层界面的微观结构及结合机理研究》文中认为随着热喷涂技术的不断发展,热喷涂陶瓷涂层被广泛运用于航空航天、军事乃至普通民用机械铁基零部件表面的耐磨和防腐等领域。随着工业服役条件越来越苛刻,对涂层的性能提出了更高的要求,由于陶瓷涂层的热膨胀系数、力学性能、晶格结构等与金属/合金粘结层差异较大,粘结层与陶瓷层的界面决定了整个材料的服役寿命,这极大的限制了热喷涂陶瓷涂层更广泛地运用。铁基零部件表面Al2O3-40wt%Ti O2（AT40）耐磨陶瓷涂层失效主要是陶瓷面层与粘结层界面的裂纹扩展而导致的耐磨陶瓷涂层片状剥落。从目前耐磨陶瓷涂层的失效方式来看,粘结层与陶瓷涂层界面力学性能梯度是导致耐磨涂层失效最重要的原因之一。然而界面力学性能梯度与粘结层材料的选择和界面结构的设计有极大的关系,尤其是不同的界面结构具有不同的结合机理,至今对界面结合机理尚存争议。而且目前不同粘结层材料构成的不同界面结构的失效机制也不甚清楚,对耐磨陶瓷涂层的粘结层材料选择和界面结构设计缺乏具体的理论支持和系统的界面力学性能研究。本课题通过铁基磨损零部件的工况分析优选了AT40陶瓷面层。在金属（Cu）和合金（Fe Cr Al）粘结层与AT40陶瓷面层的传统双层结构界面研究的基础上,通过热处理工艺设计制备了Cu-AT40耦合界面和Fe Cr Al-AT40原位氧化物钉扎界面。通过界面结构设计和粘结层材料优选对比研究了非晶-AT40连续梯度过渡界面和Cu-Ti3Al C2纳米复合连续梯度过渡界面。对不同界面结构的微观结构和相组成进行了系统分析,揭示了不同界面结构的结合机理,对不同界面的力学性能进行了多尺度的测试和分析。通过对比不同粘结层材料的不同界面结构的界面力学性能,结合铁基零部件的服役工况优选出铁基零部件表面AT40耐磨陶瓷涂层的粘结层材料和界面结构。用扫描电子显微镜和透射电子显微镜对陶瓷层与粘结层界面进行微观结构和物相分析,利用能谱仪、电子探针微量分析仪、电子背散射衍射和X射线衍射仪对界面进行元素分布、物相分布和晶粒尺寸的研究,然后利用纳米压痕、显微压痕、三点弯曲（3PB）测试技术和粘接-拉伸法对界面进行多尺度力学性能和失效分析。围绕铁基零部件表面AT40耐磨陶瓷涂层的粘结层材料和界面结构优选,揭示不同界面结构的结合机理和失效机制。对约15组、共约700个Q235基体表面耐磨陶瓷涂层体系样品进行了超过19000次微观结构表征和力学性能测试,根据试验结果系统分析了不同界面的结合机制、多尺度力学性能和失效机制,得到了如下主要研究结论:双层结构界面:传统双层结构界面主要以机械嵌合的方式连接,Cu-AT40界面通过900 oC/12h的Ar气氛保护下热处理在界面上生成由Cu Al O2、Cu Al2O4、Al2O3、Ti O2和Cu混合构成的不足10μm的耦合界面层,该耦合界面实现了粘结层与陶瓷层的冶金结合,提高了超过37.5%的界面粘结强度。Fe Cr Al-AT40界面在Ar+1 vol%O2气氛下进行了900 oC/12h的热处理,在界面孔隙中生成了大量条状Al2O3并与陶瓷层相连,形成了原位氧化物钉扎界面,该界面缓解了因陶瓷和合金原子键合方式差异而导致的界面失效问题。在粘结层中界面附近先生成的Al2O3阻碍了热处理过程中后续O的进入,形成了从粘结层到基材Al2O3的梯度分布现象,从而形成弹性模量梯度粘结层。弹性模量梯度-原位氧化物钉扎界面改善了界面两侧的力学性能梯度,提高界面粘结强度超过20%。连续梯度过渡界面:通过大气等离子喷涂两路同时送粉一次喷涂技术在铁基体表面成功制备了AT40-非晶(Fe56Cr23Mo13B8)连续梯度过渡界面。该界面中陶瓷相从非晶粘结层到陶瓷层呈现非晶相逐渐减少和陶瓷相逐渐增多的梯度微观结构,通过喷涂工艺设计实现了成分的梯度变化,形成模糊化界面,使硬度和断裂韧性形成梯度过渡。该界面进一步降低界面两侧的力学性能梯度,提高了界面断裂韧性和抗裂纹扩展能力,证实非晶-陶瓷连续过渡界面是改善热喷涂陶瓷复合涂层机械性能可行的新选择。纳米复合涂层:（1）通过热诱导使非晶粘结层部分结晶,形成大量合金和固溶体的纳米颗粒,成功在粘结层中原位引入纳米颗粒,制备了纳米复合粘结层。该粘结层具有较高的硬度和杨氏模量,显微压痕测试中有效抑制了裂纹的扩展,提高了涂层界面性能。（2）基于Ti3Al C2在高温下易分解和氧化的特性,通过大气等离子喷涂成功制备了纳米复合粘结层。涂层中出现了大量的纳米陶瓷相,铜在纳米陶瓷颗粒周围形成空间网状结构。通过3PB试验,纳米复合粘结层的断裂韧性高达9.4 MPa·m1/2,并且能量释放速率仅为15.1 Nm-1,显示出良好的断裂韧性和抗裂纹扩展能力。经900 oC/12h的Ar气氛保护下热处理产生了更多纳米陶瓷颗粒和网状铜的梯度互穿结构,将陶瓷面层与基体紧密连接在一起。纳米颗粒和固溶体,有效地阻碍了涂层中裂纹的扩展,提高了涂层性能。纳米复合梯度过渡界面:通过Cu/Ti3AlC2混合粉末等离子单路送粉一次喷涂技术成功制备了纳米复合连续梯度过渡粘结层,具有大量尺寸大约为30 nm-200 nm的Al2O3和Ti O2纳米颗粒。Cu/Ti3Al C2-AT40纳米复合连续梯度过渡涂层与传统双层结构涂层相比其界面粘结强度提高超过80%。经900 oC/12h热处理,与传统双层结构涂层相比其界面粘结强度提高了151.99%。四种涂层体系界面硬度和弹性模量梯度从小到大的顺序为:Cu/Ti3Al C2-AT40纳米复合连续梯度过渡涂层、非晶-AT40连续梯度过渡涂层、Fe Cr Al-AT40双层原位氧化物钉扎界面涂层、Cu-AT40双层耦合界面涂层;界面粘结强度从大到小依次是:Cu/Ti3Al C2-AT40纳米复合连续梯度过渡涂层、Cu-AT40双层耦合界面涂层、Fe Cr Al-AT40双层原位氧化物钉扎界面涂层。通过耐磨铁基零部件的服役环境、粘结层与AT40耐磨陶瓷涂层界面力学性能梯度和界面粘结强度的综合分析,Cu/Ti3Al C2-AT40纳米复合连续梯度过渡粘结层是铁基零部件表面AT40耐磨陶瓷涂层的优选粘结层。
曹磊[9]（2019）在《TC4钛合金表面硬质薄膜的制备及腐蚀磨损和减摩抗磨机理研究》文中研究说明随着临床医学的快速发展,人们对医疗水平的期望值越来越高,这就要求钛合金用人工关节在人体体液的复杂环境下使用时具有更久的服役寿命和更高的运转稳定性。另一方面,在汽车向轻量化、环保、节能方向发展的今天,钛合金无疑是最具有潜质的汽车发动机关键零部件用材料。然而,不得不指出的是,目前钛合金在工业中多以结构性材料使用,除了本身价格较为昂贵、成形性不好及焊接性能差等缺点外,另一个不容忽视的原因在于钛合金表现出较差的摩擦学性能,严重限制了钛合金作为机器关键运动部件的应用。对钛合金进行表面改性处理能够有效改善其在人体体液及油润滑下的摩擦学性能,延长使用寿命,提高钛合金用零部件运行的可靠性。基于此,本文在钛合金表面制备了热氧化层和类金刚石（DLC）膜,并将两者有机结合构筑双层复合薄膜,研究了薄膜的耐腐蚀磨损性能和润滑性能,探讨了减摩、抗磨机理。论文得到以下主要结论:（1）表面沉积的Cr/CrC/DLC梯度过渡薄膜体系能够明显改善TC4钛合金在模拟人工体液中的耐腐蚀磨损性能,其中高C2H2流量制备的Cr/CrC（40）/DLC薄膜体系,其CrC过渡层由柱状晶结构转变为非晶/纳米晶结构,提高了过渡层的硬度,降低了薄膜的内应力,增强了膜基结合强度。同时,CrC的非晶/纳米晶结构具有更多的晶界,可以有效抑制摩擦过程中裂纹的萌生与扩散,延迟腐蚀介质对TC4钛合金基底的侵蚀,因此表现出优异的耐腐蚀磨损性能。（2）研究了热氧化处理温度及时间两个参数对TC4钛合金样品表面氧化膜的结构及耐腐蚀磨损性能的影响。实验发现,在模拟人工体液中,热氧化后样品的耐腐蚀和耐腐蚀磨损性能并不随着热氧化温度的升高及热氧化时间的延长而增强,在本研究所涉及的温度及时间范围内,经700oC和5h热氧化处理得到的样品具有更优的表面硬度、更致密的膜结构和更好的膜基结合性能,在模拟人工体液中呈现最优的耐腐蚀和耐腐蚀磨损性能。（3）分别采用浸渍涂覆和化学气相沉积技术在热氧化处理后TC4钛合金氧化层表面沉积了聚四氟乙烯（PTFE）和DLC薄膜,得到了双层复合薄膜体系。涂覆的表层薄膜一方面封闭了氧化物薄膜的缺陷,有效提高了涂层的致密度,其本身良好的疏水性阻止了腐蚀性离子与基底的接触,提高了耐腐蚀性能;另一方面,表层薄膜具有良好的润滑性能。因此,相比于单纯热氧化处理样品,双层复合薄膜在模拟人工体液中耐腐蚀和耐腐蚀磨损性能得到了显着的提高。（4）在全合成机油润滑条件下,热氧化处理的TC4钛合金样品表面形成的TiO2层提高了表面硬度,减小了粘着磨损,改善了表面润湿性,同时促进了润滑油中抗磨添加剂在表面发生摩擦化学反应生成具有减摩耐磨性能的磷酸盐边界膜,因此表现出良好的摩擦学性能。（5）率先提出一种利用热氧化处理的TC4钛合金表面TiO2层本身的光催化性能在摩擦过程中催化降解润滑油分子在接触区原位构筑DLC薄膜而起到减摩、耐磨性能的润滑设计思想,系统考察了聚?烯烃（PAO6）分子在TiO2表面降解生成DLC的减摩、耐磨机理。
张航[10]（2019）在《激光增材制造WCp增强Fe基复合材料增韧工艺与机理研究》文中提出将颗粒增强金属基复合材料应用于磨损领域,能够解决复杂恶劣工况下传统材料磨损性能差的问题,具有广阔的应用前景和可观的经济效益。但是,颗粒增强金属基复合材料较差的韧性,限制了其在磨损领域的发展。因此,研究颗粒增强金属基复合材料的增韧工艺与韧化机理具有重要的理论和实际意义。本文利用激光增材制造技术和锻造处理工艺,实现了WCp增强Fe基复合材料的结构增韧和锻造增韧。在对复合材料微观组织、力学性能和断裂行为研究的基础上,分析了两种增韧工艺下颗粒增强金属基复合材料的增韧机理。通过激光增材制造技术,制备了空间夹层分布的WC/H13-Inconel625结构韧化复合材料。增强区为20%体积分数WC/H13复合材料,韧化区为Inconel625合金。增强区硬度由强韧界面向中心区域呈梯度变化,韧化区平均硬度为230.5HV。结构韧化复合材料在平面磨损中表现出“宏观阴影效应”,具有与相同体积分数的传统WC/H13复合材料相当的耐磨性和更好的减摩效果。需要指出的是,结构韧化复合材料冲击韧性大幅度提高,为传统WC/H13复合材料的5.5倍,达到13.8J/cm2。在激光增材制造WC/18Ni300复合材料的基础上,通过单向热锻实现了Fe基复合材料的锻造增韧,利用OM、SEM、EBSD、TEM等手段分析了锻造处理前后WC/18Ni300复合材料的组织演变机制。研究发现,锻造处理之后复合材料基体发生了部分马氏体相变,晶界网状碳化物被打碎并形成流线,基体上析出了200300nm的（W,Mo）2C和520nm的Ni3（Mo,Ti）。经过锻造处理,复合材料抗拉强度和耐磨性略有降低,但冲击韧性增加了71%,由5.5J/cm2提高到9.4J/cm2。通过对复合材料微观组织和断裂行为的分析,阐明了结构增韧和锻造增韧两种工艺的增韧机理,结果表明,激光增材制造WC/H13-Inconel625结构韧化复合材料表现出区域性的混合断裂方式,通过Inconel625的韧性断裂吸收冲击能量。同时,裂纹扩展前沿在增强区与韧化区界面处发生偏折和分叉,增加了裂纹扩展所吸收的总能量,冲击韧性大幅度提高。对于WC/18Ni300复合材料,锻造处理能够打碎复合材料中的网状碳化物,提高基体塑性和碳化物协调变形能力。同时,基体晶粒内部产生大量位错和亚结构,经过静态再结晶后基体平均晶粒尺寸由107μm减小到17μm。基体晶粒细化和碳化物碎化是复合材料锻造韧化的主要增韧机制。
二、减摩法调控结构钢焊接残余应力技术研究（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、减摩法调控结构钢焊接残余应力技术研究（论文提纲范文）
（1）等离子熔覆制备纳米CeO2改性FeCrSiVMn合金涂层的工艺及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 表面技术 |
| 1.3 等离子熔覆技术研究现状 |
| 1.3.1 等离子熔覆原理 |
| 1.3.2 等离子熔覆的特点 |
| 1.3.3 等离子熔覆涂层研究现状 |
| 1.4 稀土对等离子熔覆涂层的影响 |
| 1.5 本文主要研究意义与内容 |
| 1.5.1 主要研究意义 |
| 1.5.2 主要研究内容 |
| 1.6 技术路线图 |
| 第二章 实验材料,设备及方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.1.1 等离子熔覆基体 |
| 2.1.2 等离子熔覆粉体 |
| 2.2 试验设备 |
| 2.2.1 改性熔覆粉体制备 |
| 2.2.2 等离子熔覆层制备 |
| 2.2.3 涂层组织性能测试 |
| 2.3 实验方法 |
| 2.3.1 优化熔覆工艺参数 |
| 2.3.2 粉末前处理 |
| 2.3.3 改性熔覆涂层试样的制备 |
| 2.4 改性熔覆涂层组织结构、物相组成和力学性能测试 |
| 2.4.1 组织结构分析 |
| 2.4.2 XRD分析 |
| 2.4.3 力学性能测试 |
| 2.5 改性熔覆涂层的元素含量分析 |
| 2.5.1 氧含量测试 |
| 2.5.2 铈含量测试 |
| 第三章 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金等离子熔覆工艺研究 |
| 3.1 电流对纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的影响 |
| 3.1.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的摩擦系数 |
| 3.1.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的硬度 |
| 3.1.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的磨损失重 |
| 3.2 离子气流速对纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的影响 |
| 3.2.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的摩擦系数 |
| 3.2.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的硬度 |
| 3.2.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的磨损失重 |
| 3.3 保护气流速对纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的影响 |
| 3.3.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的摩擦系数 |
| 3.3.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的硬度 |
| 3.3.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的磨损失重 |
| 3.4 送粉气流速对纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的影响 |
| 3.4.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的摩擦系数 |
| 3.4.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的硬度 |
| 3.4.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的磨损失重 |
| 3.5 送粉量对纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的影响 |
| 3.5.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的摩擦系数 |
| 3.5.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的硬度 |
| 3.5.3 纳米CeO_2改性合金涂层的磨损失重 |
| 3.6 等离子熔覆FeCrSiVMn合金涂层的显微形貌 |
| 3.7 本章小结 |
| 第四章 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的组织结构及性能 |
| 4.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的显微组织 |
| 4.1.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层截面热影响区的形貌 |
| 4.1.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层截面熔覆区的形貌 |
| 4.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的元素分布 |
| 4.2.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂的EDS分析 |
| 4.2.2 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的氧含量测试 |
| 4.2.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的氧含量测试 |
| 4.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的XRD |
| 4.4 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的性能 |
| 4.4.1 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的显微硬度 |
| 4.4.2 纳米CeO_2改性 FeCrSiVMn合金涂层的耐磨性 |
| 4.4.3 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的磨损失重 |
| 4.4.4 纳米CeO_2改性FeCrSiVMn合金涂层的抗拉强度 |
| 4.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（2）304不锈钢管环焊缝表面堆焊SNi6625合金应力分布及堆焊层尺寸优化研究（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 国内外研究现状 |
| 1.2.1 环焊缝内部应力研究现状 |
| 1.2.2 管道环焊缝残余应力调控措施 |
| 1.2.3 残余应力测试技术 |
| 1.2.4 管道焊接残余应力有限元数值计算 |
| 1.3 本课题主要研究内容及技术路线 |
| 第2章 试验材料、方法及设备 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.2 焊接工艺及参数 |
| 2.3 测试方法及设备 |
| 2.3.1 温度采集 |
| 2.3.2 小孔法应力测试 |
| 2.3.3 轮廓法应力测试 |
| 第3章 304不锈钢管环焊缝表面堆焊试样制备及残余应力测试 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 试样制备及温度采集 |
| 3.3 表层应力测试 |
| 3.3.1 小孔法测试原理 |
| 3.3.2 小孔法测试过程 |
| 3.4 内部应力测试 |
| 3.4.1 轮廓法测试原理 |
| 3.4.2 轮廓法测试过程 |
| 3.5 应力测试结果与分析 |
| 3.5.1 不锈钢堆焊管表层应力测试结果 |
| 3.5.2 不锈钢堆焊管内部应力测试结果 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 不锈钢管环焊缝堆焊试样残余应力有限元分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 有限元模型建立 |
| 4.2.1 材料热物理性能参数 |
| 4.2.2 模型建立和网格划分 |
| 4.2.3 热源模型 |
| 4.3 温度场与应力场计算结果 |
| 4.3.1 温度场计算结果分析 |
| 4.3.2 应力场计算结果分析 |
| 4.4 不锈钢堆焊管焊接过程的内部应力演化 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 不同尺寸堆焊层对不锈钢堆焊管内部应力的影响规律研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 计算模型 |
| 5.3 不同高度堆焊层不锈钢管内部应力研究 |
| 5.4 不同宽度堆焊层不锈钢管内部应力研究 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 结论 |
| 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间发表的学术论文 |
| 致谢 |
（4）硬质合金盾构刀具钎缝设计及可靠性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 硬质合金钎焊存在的问题 |
| 1.2.1 硬质合金钎焊性能差 |
| 1.2.2 母材热膨胀系数差异大 |
| 1.2.3 钎缝中生成脆性η相 |
| 1.2.4 硬质合金变脆 |
| 1.3 国内外研究现状 |
| 1.3.1 硬质合金表面处理 |
| 1.3.2 钎料成分改良 |
| 1.3.3 优化钎焊接头结构 |
| 1.4 研究内容 |
| 1.5 技术路线 |
| 第2章 试验材料及测试分析方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 钎焊母材及钎料选择 |
| 2.1.2 中间层选择 |
| 2.2 试验设备 |
| 2.3 硬质合金激光表面毛化 |
| 2.4 镀敷涂层过程 |
| 2.4.1 镀敷工艺 |
| 2.4.2 镀敷合金元素选择 |
| 2.4.3 镀前预处理工艺 |
| 2.4.4 镀液配方 |
| 2.4.5 电镀过程 |
| 2.5 钎焊试验过程 |
| 2.6 钎料铺展性能测试 |
| 2.7 钎焊接头性能测试 |
| 2.7.1 显微硬度测试 |
| 2.7.2 钎焊接头剪切性能测试 |
| 2.8 微观组织观察分析 |
| 第3章 激光表面毛化对硬质合金钎焊接头可靠性提升机制 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 激光加工构筑硬质合金表面形貌 |
| 3.2.1 硬质合金表面毛化加工 |
| 3.2.2 毛化形貌产生机理 |
| 3.2.3 激光对硬质合金表面硬度影响 |
| 3.3 表面形貌对钎料润湿角的影响 |
| 3.3.1 钎料铺展性能试验 |
| 3.3.2 润湿角测量 |
| 3.3.3 表面形貌对降低钎料在硬质合金表面润湿角机理分析 |
| 3.4 钎焊接头微观组织 |
| 3.4.1 未毛化硬质合金试样 |
| 3.4.2 毛化硬质合金试样 |
| 3.5 钎焊接头剪切性能试验 |
| 3.6 表面形貌对提高硬质合金/钎缝界面连接性能机理分析 |
| 3.6.1 优化界面α -Cu (s.s)结构 |
| 3.6.2 增大钎焊比表面积 |
| 3.6.3 优化硬质合金/钎缝界面受力状态 |
| 3.7 本章小结 |
| 第4章 表面镀敷对硬质合金钎焊接头可靠性提升机制 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 电镀时间对Co-Ni涂层影响 |
| 4.2.1 电镀时间对硬质合金表面形貌及表面成分的影响 |
| 4.2.2 电镀时间对涂层沉积速率及涂层沉积厚度的影响 |
| 4.2.3 表面涂层生长过程 |
| 4.3 表面镀敷硬质合金试样钎焊接头显微形貌 |
| 4.4 钎焊接头显微硬度测试 |
| 4.5 钎焊接头性能测试 |
| 4.6 涂层对钎缝强化机理分析 |
| 4.6.1 提高钎缝强度 |
| 4.6.2 提高硬质合金/钎缝界面连接强度 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 中间层对硬质合金钎焊接头可靠性提升机制 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 白铜片状中间层对钎焊接头性能的影响 |
| 5.2.1 钎焊试验 |
| 5.2.2 钎焊接头显微组织及元素分布 |
| 5.2.3 钎焊接头显微硬度测试 |
| 5.2.4 钎焊接头性能试验 |
| 5.2.5 中间层厚度对钎焊接头显微形貌及性能影响 |
| 5.2.6 感应电流强度对钎焊接头显微形貌及性能的影响 |
| 5.2.7 白铜片状中间层对钎缝性能强化机理分析 |
| 5.3 可伐合金片状中间层对钎焊接头性能的影响 |
| 5.3.1 钎焊试验 |
| 5.3.2 钎焊接头显微组织及元素分布 |
| 5.3.3 钎焊接头显微硬度测试 |
| 5.3.4 钎焊接头性能试验 |
| 5.3.5 中间层厚度对钎焊接头显微形貌及性能影响 |
| 5.3.6 可伐合金片状中间层对钎缝强化机理分析 |
| 5.4 不锈钢网状中间层对钎焊接头性能的影响 |
| 5.4.1 钎焊试验 |
| 5.4.2 钎焊接头显微组织及元素分布 |
| 5.4.3 钎焊接头显微硬度测试 |
| 5.4.4 钎焊接头性能试验 |
| 5.4.5 不锈钢网状中间层强化机理分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 结论 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在学期间发表的学术论文和科研情况 |
（5）基于有限元法的建筑钢结构焊接应力与变形预测及控制研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 绪论 |
| 1.1 选题背景及意义 |
| 1.2 建筑钢结构使用钢材的概况 |
| 1.3 建筑钢结构焊接残余应力与变形数值模拟的研究现状 |
| 1.3.1 低合金高强钢的材料模型 |
| 1.3.2 焊接数值模拟的高效计算方法 |
| 1.3.3 焊接残余应力的调控 |
| 1.3.4 焊接角变形的控制 |
| 1.4 本文的主要研究内容 |
| 2 低合金高强钢焊接残余应力与变形高精度材料模型的开发 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验方法 |
| 2.2.1 平板对接接头制备 |
| 2.2.2 焊接残余应力测量 |
| 2.2.3 焊接变形测量 |
| 2.2.4 焊缝金属力学性能测试 |
| 2.3 平板对接接头焊接有限元模拟 |
| 2.3.1 有限元计算流程 |
| 2.3.2 有限元模型建立 |
| 2.3.3 焊接热过程分析 |
| 2.3.4 组织体积百分比计算 |
| 2.3.5 焊接应力应变计算 |
| 2.3.6 计算方案设计 |
| 2.4 模拟结果与实验结果对比分析 |
| 2.4.1 平板对接接头的温度场 |
| 2.4.2 平板对接接头的组织与硬度分布 |
| 2.4.3 材料模型对焊接残余应力的影响 |
| 2.4.4 材料模型对焊接变形的影响 |
| 2.4.5 材料模型对计算时间的影响 |
| 2.4.6 面向工程应用的高精度材料模型建立 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 面向工程应用的焊接残余应力与变形计算方法的开发 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 瞬间热源模型对厚板T型接头焊接残余应力与变形的影响 |
| 3.2.1 厚板T型接头制备 |
| 3.2.2 厚板T型接头残余应力测量 |
| 3.2.3 厚板T型接头角变形测量 |
| 3.2.4 厚板T型接头焊接有限元模拟与计算方案设计 |
| 3.2.5 瞬间热源模型对峰值温度分布的影响 |
| 3.2.6 瞬间热源模型对焊接残余应力的影响 |
| 3.2.7 瞬间热源模型对焊接变形的影响 |
| 3.2.8 瞬间热源模型对计算精度与计算时间的影响 |
| 3.3 合并焊道模型对厚板平板对接接头焊接残余应力的影响 |
| 3.3.1 厚板平板对接接头制备 |
| 3.3.2 厚板平板对接接头焊接有限元模拟与计算方案设计 |
| 3.3.3 合并焊道模型的总热量修正 |
| 3.3.4 合并焊道方式对峰值温度分布的影响 |
| 3.3.5 合并焊道方式对焊接残余应力的影响 |
| 3.3.6 合并焊道方式对计算时间的影响 |
| 3.3.7 合并焊道方式的评估 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 方管柱-H型梁隔板厚度方向焊接应力的预测及调控 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 层状撕裂力学因素的评价方法 |
| 4.3 方管柱-H型梁隔板与翼缘板的焊接应力预测 |
| 4.3.1 方管柱-H型梁模型建立 |
| 4.3.2 方管柱-H型梁焊接有限元模拟 |
| 4.3.3 方管柱-H型梁焊接Mises应力分布 |
| 4.3.4 隔板与翼缘板厚度方向焊接残余应力分布 |
| 4.3.5 隔板与翼缘板厚度方向峰值应力分布 |
| 4.4 焊接顺序对隔板厚度方向焊接应力的影响 |
| 4.4.1 含有隔板的十字接头模型建立 |
| 4.4.2 十字接头焊接有限元模拟与计算方案设计 |
| 4.4.3 焊接顺序对残余应力的影响 |
| 4.4.4 焊接顺序对峰值应力的影响 |
| 4.5 焊道布置与拘束条件对隔板厚度方向焊接应力的影响 |
| 4.5.1 有限元模型建立与计算方案设计 |
| 4.5.2 焊道布置与拘束条件对残余应力的影响 |
| 4.5.3 焊道布置与拘束条件对峰值应力的影响 |
| 4.5.4 层状撕裂出现在不同位置的机理 |
| 4.6 焊缝金属强度等级对隔板厚度方向焊接应力的影响 |
| 4.6.1 有限元模型建立与计算方案设计 |
| 4.6.2 焊缝金属强度等级对残余应力的影响 |
| 4.6.3 焊缝金属强度等级对峰值应力的影响 |
| 4.7 本章小结 |
| 5 单V型坡口厚板T型接头角变形的控制 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 厚板接头角变形控制的特点 |
| 5.3 焊道布置优化法减小厚板T型接头角变形 |
| 5.3.1 三种焊道布置的T型接头制备 |
| 5.3.2 厚板T型接头焊接有限元模拟 |
| 5.3.3 焊道布置对角变形的影响 |
| 5.3.4 焊道布置优化法减小角变形的机理 |
| 5.3.5 焊道布置对焊接应力演化过程的影响 |
| 5.4 结构拘束法控制厚板T型接头角变形 |
| 5.4.1 结构拘束条件下T型接头制备 |
| 5.4.2 结构拘束条件下T型接头焊接有限元模拟 |
| 5.4.3 结构拘束法对角变形的影响 |
| 5.4.4 结构拘束法对横向塑性应变的影响 |
| 5.4.5 结构拘束法对残余应力的影响 |
| 5.5 反变形法控制厚板T型接头角变形 |
| 5.5.1 反变形条件下T型接头制备 |
| 5.5.2 反变形条件下T型接头焊接有限元模拟 |
| 5.5.3 反变形法对角变形的影响 |
| 5.5.4 反变形法对残余应力的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 结论 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 主要创新点 |
| 参考文献 |
| 附录 |
| A.作者在攻读博士学位期间发表的论文目录 |
| B.作者在攻读博士学位期间主持项目 |
| C.学位论文数据集 |
| 致谢 |
（6）H13钢仿生强化层激光熔覆制备工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 选题背景及选题意义 |
| 1.1.1 课题背景及研究意义 |
| 1.1.2 课题来源 |
| 1.2 表面强化技术的国内外研究现状 |
| 1.2.1 传统表面强化技术 |
| 1.2.2 激光表面强化技术 |
| 1.3 金属表面仿生强化的研究现状 |
| 1.3.1 金属表面仿生加工技术 |
| 1.3.2 金属表面激光仿生强化技术 |
| 1.4 激光熔覆温度场模拟仿真的研究现状 |
| 1.5 激光熔覆辅助手段 |
| 1.6 课题研究内容和技术路线 |
| 1.6.1 主要研究内容 |
| 1.6.2 技术路线 |
| 2 实验材料及实验设备 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.1.1 实验基材 |
| 2.1.2 实验熔覆粉末的选用 |
| 2.2 实验加工设备 |
| 2.2.1 实验熔覆设备 |
| 2.2.2 实验试样加工设备 |
| 2.3 组织性能测试 |
| 2.3.1 组织结构物相分析及显微硬度测试 |
| 2.3.2 摩擦磨损性能测试 |
| 2.3.3 热疲劳性能测试 |
| 3 H13 钢激光熔覆温度场和应力场仿真分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验模型数据的确定 |
| 3.2.1 实验材料与仿真参数的设定 |
| 3.2.2 建立ANSYS有限元模型 |
| 3.3 仿真结果分析 |
| 3.3.1 温度场仿真分析 |
| 3.3.2 应力场仿真分析 |
| 3.4 实验验证 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 H13 钢激光熔覆辅助工艺参数优化 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 超声对激光熔覆层组织和性能的影响 |
| 4.2.1 实验方案设计 |
| 4.2.2 超声辅助熔覆形貌观测 |
| 4.2.3 超声辅助熔覆对熔池中气孔数量的影响 |
| 4.2.4 超声辅助熔覆对显微组织的影响 |
| 4.2.5 超声辅助熔覆对熔覆层硬度的影响 |
| 4.2.6 超声辅助熔覆层硬度公式的建立 |
| 4.3 Y_2O_3稀土对激光熔覆层组织和性能的影响 |
| 4.3.1 实验方案设计 |
| 4.3.2 不同稀土含量的熔覆形貌观测 |
| 4.3.3 不同稀土含量对熔覆层气孔数量的影响 |
| 4.3.4 不同稀土含量对显微组织的影响 |
| 4.3.5 不同稀土含量对熔覆层硬度的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 基于激光熔覆的仿生表层设计与制造 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 基于仿生耦合原理的表层结构设计 |
| 5.2.1 激光仿生单元体截面模型建立 |
| 5.2.2 仿生耦合功能表面结构优化设计 |
| 5.3 仿生耦合试样激光熔覆制备 |
| 5.3.1 仿生耦合试样激光熔覆制备工艺参数的确定 |
| 5.3.2 仿生耦合试样激光熔覆制备相关设备的确定 |
| 5.3.3 仿生耦合试样制备成品 |
| 5.4 单道仿生耦合试样的组织分析与硬度测试 |
| 5.4.1 仿生耦合试样的组织分析 |
| 5.4.2 仿生耦合试样的硬度测试 |
| 5.5 仿生耦合试样的热疲劳性能测试 |
| 5.5.1 热疲劳实验方法 |
| 5.5.2 热疲劳实验结果 |
| 5.5.3 热疲劳试样硬度测试 |
| 5.6 仿生耦合试样的摩擦磨损性能测试 |
| 5.6.1 摩擦磨损性能实验方法 |
| 5.6.2 摩擦磨损性能实验结果 |
| 5.6.3 摩擦磨损性能实验显微组织分析 |
| 5.7 本章小结 |
| 6 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间发表学术论文情况 |
| 致谢 |
（7）碳纳米管增强陶瓷复合涂层的性能及其机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 论文研究背景 |
| 1.2 陶瓷涂层的特点及制备方法概述 |
| 1.3 胶黏陶瓷涂层发展概述及国内外研究现状 |
| 1.3.1 陶瓷涂层摩擦学性能的国内外研究进展 |
| 1.3.2 陶瓷涂层耐腐蚀性能的国内外研究进展 |
| 1.4 碳纳米管研究概述 |
| 1.4.1 碳纳米管的结构和特点 |
| 1.4.2 碳纳米管的制备 |
| 1.4.3 碳纳米管的应用 |
| 1.5 本论文主要研究内容及研究意义 |
| 1.5.1 研究内容 |
| 1.5.2 研究意义 |
| 第二章 复合涂层的制备说明及相关性能表征 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验材料与设备 |
| 2.2.1 试验原材料 |
| 2.2.2 试验设备 |
| 2.3 陶瓷涂层的制备 |
| 2.3.1 碳纳米管的改性 |
| 2.3.2 碳纳米管增强胶黏陶瓷涂层的制备 |
| 2.4 试验方法 |
| 2.4.1 SEM分析 |
| 2.4.2 TEM分析 |
| 2.4.3 X射线衍射 |
| 2.4.4 拉曼光谱分析 |
| 2.4.5 热失重分析 |
| 2.4.6 红外光谱分析 |
| 2.5 碳纳米管及涂层的性能表征 |
| 2.5.1 碳纳米管的性能表征 |
| 2.5.2 涂层的表征 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 碳纳米管增强陶瓷涂层常温摩擦磨损性能及机理研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 陶瓷涂层样件制备 |
| 3.3 摩擦磨损试验设计 |
| 3.3.1 摩擦磨损试验设备介绍 |
| 3.3.2 摩擦磨损试验关键参数设定 |
| 3.4 摩擦磨损试验结果 |
| 3.4.1 机械参数 |
| 3.4.2 摩擦系数 |
| 3.4.3 磨损量 |
| 3.5 摩擦磨损机理研究 |
| 3.6 本章小结 |
| 第四章 碳纳米管增强陶瓷涂层高温摩擦磨损性能及其机理研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验准备及试验方法 |
| 4.2.1 样件制备 |
| 4.2.2 摩擦磨损试验 |
| 4.3 高温摩擦磨损试验结果及讨论 |
| 4.3.1 陶瓷涂层的机械特性 |
| 4.3.2 陶瓷涂层的摩擦磨损特性 |
| 4.4 高温摩擦磨损试验机理研究 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 碳纳米管增强胶黏陶瓷涂层摩擦模型 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 微凸体与刚性面接触力学模型 |
| 5.2.1 微凸体接触模型 |
| 5.2.2 模型无量纲化 |
| 5.3 碳纳米管增强胶粘陶瓷涂层摩擦系数模型 |
| 5.3.1 杨氏模量随温度变化模型 |
| 5.3.2 硬度随温度变化模型 |
| 5.3.3 考虑不同温度下的碳纳米管增强胶粘陶瓷涂层摩擦系数模型 |
| 5.4 模型分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 碳纳米管增强陶瓷涂层耐腐蚀性能及其机理研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 胶黏陶瓷涂层样件准备与电化学试验 |
| 6.2.1 样件准备 |
| 6.2.2 胶黏陶瓷涂层腐蚀的常规研究方法 |
| 6.3 结果与讨论 |
| 6.3.1 电化学阻抗分析 |
| 6.3.2 陶瓷涂层的极化曲线 |
| 6.3.3 陶瓷涂层的腐蚀形态 |
| 6.4 碳纳米管增强涂层的耐腐蚀机理 |
| 6.5 本章小结 |
| 第七章 主要结论与展望 |
| 7.1 主要结论 |
| 7.2 主要创新点 |
| 7.3 主要展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录:作者在攻读博士学位期间的学术成果 |
（8）等离子喷涂金属/Al2O3-TiO2涂层界面的微观结构及结合机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 热喷涂耐磨陶瓷涂层 |
| 1.2.1 耐磨陶瓷涂层的研究现状 |
| 1.2.2 粘结层的特性及选择依据 |
| 1.3 热喷涂耐磨陶瓷涂层的失效 |
| 1.4 金属粘结层-陶瓷层界面的研究现状 |
| 1.4.1 界面调控及结构设计 |
| 1.4.2 微观界面与扩散对界面力学性能的关系 |
| 1.4.3 宏观结构与缺陷对界面力学性能的关系 |
| 1.4.4 界面力学性能的表征 |
| 1.5 研究内容 |
| 1.5.1 问题提出 |
| 1.5.2 主要研究内容 |
| 1.5.3 研究特色及创新点 |
| 第二章 研究方法及技术路线 |
| 2.1 试验准备 |
| 2.1.1 试验设计 |
| 2.1.2 试验材料 |
| 2.2 样品制备 |
| 2.2.1 喷涂设备 |
| 2.2.2 热处理工艺 |
| 2.2.3 界面试样制备 |
| 2.3 涂层表征及性能检测 |
| 2.4 本章小节 |
| 第三章 陶瓷-金属双层结构界面微观结构及结合机理 |
| 3.1 试验思路及工艺介绍 |
| 3.2 Cu-AT40界面微观结构 |
| 3.2.1 Cu-陶瓷界面微观结构 |
| 3.2.2 Cu片层与陶瓷片层界面微观结构 |
| 3.3 Cu-AT40界面形成机理及力学性能 |
| 3.3.1 界面形成机理 |
| 3.3.2 界面力学性能 |
| 3.3.3 界面综合评价与讨论 |
| 3.4 FeCrAl-AT40 界面微观结构 |
| 3.4.1 界面显微结构 |
| 3.4.2 界面元素分布和相组成 |
| 3.5 FeCrAl-AT40 界面力学性能及结合机理 |
| 3.5.1 连续梯度弹性模量界面力学性能及失效分析 |
| 3.5.2 界面结合机制分析 |
| 3.6 本章小结 |
| 第四章 连续梯度过渡界面微观结构及断裂失效模式研究 |
| 4.1 试验设计及工艺方法 |
| 4.2 界面显微结构及元素分布 |
| 4.2.1 界面微观结构分析 |
| 4.2.2 界面元素分布 |
| 4.2.3 不同喷涂功率下连续梯度过渡界面相演变 |
| 4.3 非晶-陶瓷梯度过渡界面对涂层力学性能的影响 |
| 4.3.1 界面的断裂韧性分析 |
| 4.3.2 界面的抗裂纹扩展能力分析 |
| 4.4 界面断裂模式及结合机制分析 |
| 4.4.1 涂层表面裂纹扩展模式分析 |
| 4.4.2 涂层断裂行为分析 |
| 4.4.3 界面结合机制讨论 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 纳米复合连续梯度过渡界面构筑及多尺度力学性能分析 |
| 5.1 试验设计及工艺介绍 |
| 5.2 强度和韧性并存的非晶-纳米晶复合粘结层界面 |
| 5.2.1 热处理对非晶粘结层界面微观结构的影响 |
| 5.2.2 纳米粘结层界面多尺度力学性能分析 |
| 5.2.3 界面结合机理分析 |
| 5.2.4 小节 |
| 5.3 原位Cu-Ti_3AlC_2 金属-纳米陶瓷粘结层 |
| 5.3.1 粘结层微观结构 |
| 5.3.2 粘结层力学性能 |
| 5.4 纳米金属-陶瓷复合梯度粘结层界面 |
| 5.4.1 热处理对纳米梯度粘结层界面微观结构的影响 |
| 5.4.2 热处理对纳米梯度粘结层界面力学性能的影响分析 |
| 5.4.3 界面形成机理及结合机制分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 铁基零部件表面AT40耐磨陶瓷层的粘结层材料和界面结构优选 |
| 6.1 粘结层材料和界面结构对界面力学性能梯度的影响 |
| 6.1.1 双层结构和连续梯度过渡界面的TEM显微组织分析 |
| 6.1.2 界面力学性能梯度的研究 |
| 6.2 粘结层-陶瓷层界面粘结强度及失效分析 |
| 6.2.1 界面失效机制分析 |
| 6.2.2 热喷涂粘结层与陶瓷层界面粘结强度分析 |
| 6.3 铁基体-陶瓷涂层的粘结层材料及界面结构优选 |
| 6.4 本章小结 |
| 第七章 结论和展望 |
| 7.1 主要结论 |
| 7.2 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录 A 攻读学位期间发表的论文、专利及获奖情况 |
| 1、论文 |
| 2、国家发明专利 |
| 3、获奖情况 |
| 附录 B 攻读硕士学位期间参与的科研项目 |
（9）TC4钛合金表面硬质薄膜的制备及腐蚀磨损和减摩抗磨机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 TC4 钛合金的性质与特点 |
| 1.1.2 TC4 钛合金的应用 |
| 1.2 研究的意义、方法及发展现状 |
| 1.3 选题依据和主要研究内容 |
| 第2章 实验方法及设备 |
| 2.1 基底材料 |
| 2.2 实验设备 |
| 2.3 制备工艺 |
| 2.3.1 热氧化层制备 |
| 2.3.2 DLC薄膜制备 |
| 2.3.3 PTFE薄膜制备 |
| 2.4 表征方法 |
| 2.4.1 表面表征 |
| 2.4.2 摩擦学性能表征 |
| 2.4.3 腐蚀及腐蚀磨损性能表征 |
| 第3章 TC4 钛合金表面Cr/CrC/DLC梯度过渡薄膜的腐蚀磨损性能 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验 |
| 3.2.1 薄膜的制备 |
| 3.2.2 薄膜的组分、结构及力学性能表征 |
| 3.2.3 薄膜的腐蚀及腐蚀磨损表征 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 薄膜的成分及形貌 |
| 3.3.2 薄膜的力学性能 |
| 3.3.3 薄膜的腐蚀性能 |
| 3.3.4 薄膜的腐蚀磨损性能 |
| 3.3.5 磨损机理 |
| 3.4 小结 |
| 第4章 TC4 钛合金热氧化层的腐蚀磨损性能 |
| 4.1 热氧化温度对TC4 钛合金氧化层组织结构及腐蚀磨损性能的影响 |
| 4.1.1 实验部分 |
| 4.1.1.1 材料与制备 |
| 4.1.1.2 氧化层的组分、结构及力学性能表征 |
| 4.1.1.3 氧化层的腐蚀及腐蚀磨损性能表征 |
| 4.1.2 结果与讨论 |
| 4.1.2.1 氧化层的成分及形貌 |
| 4.1.2.2 TC4 热氧化层形成的机理 |
| 4.1.2.3 氧化层的力学性能 |
| 4.1.2.4 氧化层的腐蚀性能 |
| 4.1.2.5 氧化层的腐蚀磨损性能 |
| 4.1.2.6 热氧化样品的腐蚀磨损机制 |
| 4.1.3 小结 |
| 4.2 热氧化时间对TC4 钛合金氧化层组织结构及腐蚀磨损性能的影响 |
| 4.2.1 实验部分 |
| 4.2.2 结果与讨论 |
| 4.2.2.1 氧化层的成分及形貌 |
| 4.2.2.2 氧化层的力学性能 |
| 4.2.2.3 氧化层的腐蚀性能 |
| 4.2.2.4 氧化层的腐蚀磨损性能 |
| 4.2.2.5 氧化层的腐蚀磨损机制 |
| 4.2.3 小结 |
| 第5章 钛合金表面复合氧化物涂层的腐蚀磨损性能 |
| 5.1 钛合金表面有机-氧化物复合涂层的腐蚀磨损性能 |
| 5.1.1 实验部分 |
| 5.1.1.1 TO/PTFE复合薄膜的制备 |
| 5.1.1.2 TO/PTFE复合薄膜的表征 |
| 5.1.1.3 TO/PTFE复合薄膜的腐蚀及腐蚀磨损性能表征 |
| 5.1.2 结果与讨论 |
| 5.1.2.1 TO/PTFE复合薄膜的组分及形貌 |
| 5.1.2.2 TO/PTFE复合薄膜的力学性能 |
| 5.1.2.3 TO/PTFE复合薄膜的腐蚀性能 |
| 5.1.2.4 TO/PTFE复合薄膜的腐蚀磨损性能 |
| 5.1.2.5 TO/PTFE复合薄膜的腐蚀磨损机制 |
| 5.1.3 小结 |
| 5.2 钛合金表面无机-氧化物复合涂层的腐蚀磨损性能 |
| 5.2.1 实验部分 |
| 5.2.1.1 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的制备 |
| 5.2.1.2 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的表征 |
| 5.2.2 结果与讨论 |
| 5.2.2.1 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的组分及形貌 |
| 5.2.2.2 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的力学性能 |
| 5.2.2.3 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的腐蚀性能 |
| 5.2.2.4 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的腐蚀磨损性能 |
| 5.2.2.5 TO/DLC(F-DLC)复合薄膜的腐蚀磨损机制 |
| 5.2.3 小结 |
| 第6章 TC4 钛合金热氧化层在油润滑条件下的摩擦磨损性能 |
| 6.1 全合成机油润滑下的摩擦学行为 |
| 6.1.1 实验 |
| 6.1.1.1 材料与制备 |
| 6.1.1.2 摩擦性能表征 |
| 6.1.1.3 表面表征 |
| 6.1.2 结果与讨论 |
| 6.1.2.1 氧化层的组分与形貌 |
| 6.1.2.2 氧化层的力学性能 |
| 6.1.2.3 氧化层的在全合成机油润滑下的摩擦学行为 |
| 6.1.2.4 磨损机理分析 |
| 6.1.3 小结 |
| 6.2 基于摩擦催化效应原位生成DLC薄膜的摩擦学行为 |
| 6.2.1 实验 |
| 6.2.1.1 材料制备 |
| 6.2.1.2 表面表征 |
| 6.2.1.3 摩擦性能表征 |
| 6.2.2 结果与讨论 |
| 6.2.2.1 氧化层在PAO6 油润滑下摩擦学行为 |
| 6.2.2.2 磨损机理分析 |
| 6.2.3 小结 |
| 第7章 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的学术论文及科研工作 |
| 致谢 |
（10）激光增材制造WCp增强Fe基复合材料增韧工艺与机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 课题意义 |
| 1.2 颗粒增强金属基复合材料 |
| 1.3 激光增材制造PMMCs研究现状 |
| 1.4 课题主要研究内容 |
| 2 试验材料及方法 |
| 2.1 试验设备 |
| 2.2 试验材料与工艺 |
| 2.3 组织结构分析 |
| 2.4 性能测试 |
| 3 激光增材制造Fe基复合材料的结构韧化 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 结构韧化复合材料微观组织 |
| 3.3 结构韧化复合材料力学性能 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 激光增材制造Fe基复合材料的锻造韧化 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 锻造韧化复合材料微观组织 |
| 4.3 锻造韧化复合材料力学性能 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 激光增材制造PMMCs的增韧机理 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 结构韧化复合材料增韧机理 |
| 5.3 锻造韧化复合材料增韧机理 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 总结与展望 |
| 6.1 全文总结 |
| 6.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间发表的学术论文 |
四、减摩法调控结构钢焊接残余应力技术研究（论文参考文献）
- [1]等离子熔覆制备纳米CeO2改性FeCrSiVMn合金涂层的工艺及性能研究[D]. 焦鹏程. 内蒙古工业大学, 2021(01)
- [2]304不锈钢管环焊缝表面堆焊SNi6625合金应力分布及堆焊层尺寸优化研究[D]. 林昌华. 江苏科技大学, 2021
- [3]中子衍射在残余应力分析中的应用[J]. 张书彦,高建波,温树文,Paddea Sanjooram. 失效分析与预防, 2021(01)
- [4]硬质合金盾构刀具钎缝设计及可靠性研究[D]. 王琦. 机械科学研究总院, 2020(01)
- [5]基于有限元法的建筑钢结构焊接应力与变形预测及控制研究[D]. 张超华. 重庆大学, 2020(02)
- [6]H13钢仿生强化层激光熔覆制备工艺研究[D]. 冯伟龙. 辽宁工业大学, 2020(02)
- [7]碳纳米管增强陶瓷复合涂层的性能及其机理研究[D]. 徐荣礼. 江南大学, 2020
- [8]等离子喷涂金属/Al2O3-TiO2涂层界面的微观结构及结合机理研究[D]. 李乔磊. 昆明理工大学, 2020(05)
- [9]TC4钛合金表面硬质薄膜的制备及腐蚀磨损和减摩抗磨机理研究[D]. 曹磊. 青岛理工大学, 2019(01)
- [10]激光增材制造WCp增强Fe基复合材料增韧工艺与机理研究[D]. 张航. 华中科技大学, 2019(03)