一、几种模具表面强化新技术的简介（论文文献综述）
张朋,苏晓磊,单磊[1]（2021）在《表面工程技术在塑料机械领域的应用及研究进展》文中研究指明针对塑料机械设备的工况和常见的失效形式,综述了关键零部件表面强化技术的原理和特点及其在提高零部件综合性能方面的研究现状,指出各种表面强化方法的复合技术是提高塑料机械设备表面质量,延长使用寿命的发展方向。
米炫霖[2]（2021）在《2738模具钢的工业机器人激光淬火工艺研究》文中提出为避免汽车模具过早失效,可以对其进行表面强化。激光淬火能使模具表面硬度提高的同时还能保持模具内部的良好强度和韧性,还可以提高模具的疲劳强度、耐磨性、耐腐蚀性和冲击韧性,最终提高模具的使用寿命。而影响这些性能的主要因素就是激光淬火工艺参数。本论文以2738模具钢为研究材料研究了各项工艺参数对淬火质量的影响,构建了一定工艺参数范围内的数学模型。主要研究内容分为以下几个方面:1)以上海新时达SR20六轴柔性生产机器人、中科先为激光科技单模连续光纤激光器为基础,搭建了机器人激光淬火工作站。形成矩形光斑尺寸为2mm×10mm、最大功率为1500W的光纤激光淬火机器人。为汽车模具的激光淬火提供了基础解决方案。2)研究了光斑移动速度与淬硬层质量的关系,建立了在保持激光输出功率不变,光斑移动速度变化的情况下淬火宽度和深度的数学模型,淬硬层深度模型预测值与实测值的差距在7.43%以内,淬硬层宽度模型预测值与实测值差距在3.66%以内。3)建立了激光输出功率和光斑移动速度双因素影响淬火质量的数学模型,淬硬层深度的数学模型预测值与实测值的差距在2.08%以内。淬硬层宽度的数学模型预测值与实测值的差距在0.94%以内。4)建立了入射偏移角度和光斑移动速度双因素与淬硬层深度的数学模型。该模型预测值与实测值误差在7.64%以内。分析了激光光束入射角度发生变化时,淬火质量的改变,结果表明当激光光束入射角度发生改变时淬硬层的表面硬度出现以光束中心为界两边不对称的现象,硬度差为100HV0.1左右。当入射角度偏移大于8°时,淬硬层深度会有25%～49%的减小。5)进行了多道淬硬层搭接的实验,采用理论分析与硬度插值法分析理论底部平整度、直观显微底部平整度、表面硬度的平整性与均匀度、截面硬度的平整度和均匀性,对比了两种搭接率的整体质量,结果表明,理论上50%的搭接率淬硬层的底部平整度要优于30%搭接率,直观形貌也证明了这一点,但截面硬度薄板样条插值图表明,30%搭接率的截面硬度要比50%搭接率的截面硬度均匀。
芦跃峰[3]（2021）在《异种金属薄板无铆连接数值模拟及实验研究》文中提出汽车轻量化逐渐受到汽车制造商的重视,采用单一的轻质合金车身难以满足汽车对安全性能和耐碰撞性能的要求,异种板材的组合应用不但能够满足强度要求而且能减轻车身整体重量,是实现汽车轻量化的重要手段之一,但异种板材之间难以实现有效连接。无铆连接技术作为一种新型冷变形连接方式,因其工艺简单、成本低,节能环保等优点逐渐被重视起来。本文以5052铝合金和低碳钢作为研究对象,利用冲头压入板材的体积与凹模模腔体积近似相等的关系,重新对接头变形过程中的体积关系进行了划分,对模具尺寸进行了重新设计,得到了适合铝合金与低碳钢连接的模具参数。利用ABAQUS软件建立了无铆连接的有限元模型,对无铆连接成型过程进行了数值模拟,将接头钢铝两侧变形区域进行了划分,深入分析和比较各个区域的应力状态变化,发现接头部分互锁结构的形成主要是依靠铝板对钢板的挤压和凹模的摩擦约束使钢板发生塑性变形,铝侧金属通过径向流动填充进入钢侧发生塑性变形形成的凹陷部分,从而实现互锁。通过对接头成型过程中的金属流动和互锁结构形成机理的分析发现接头互锁量和颈厚值是接头成型过程中最主要的两个形貌参数。通过数值模拟的方法研究了模具参数和摩擦系数对接头形貌的影响规律。最后,通过实验成功实现了铝合金和低碳钢的有效连接,对比实验与数值模拟结果,证明了利用数值模拟进行研究的可行性。对不同表面状态的板材进行了无铆连接实验,与数值模拟结果对应。通过对接头的失效形式和失效载荷进行分析,进一步说明了接头形貌参数对强度的重要性,也为工程实践提供一定的理论依据。
颜泽华[4]（2020）在《高强耐热Mg-9Gd-3Nd-lZn-lSn-0.5Zr合金的制备及强化行为》文中认为稀土合金化作为镁合金强化的重要途径之一,近年来广受相关学者的关注。而铸态稀土镁合金（Mg-RE）晶粒尺寸过大、组织不均匀且力学性能较差,无法满足其在工业结构件上的应用,因此亟需在合金成分设计和成形加工技术方面有所突破。本研究以此为背景,设计并开发了一种新型的轻重稀土混合型多元稀土镁合金（Mg-Gd-Nd-Zn-Zr）。探讨了 Gd和Sn的含量与合金组织演变及力学性能之间的关系,明确了 Mg-9Gd-3Nd-1Zn-1Sn-0.5Zr（GNZ931K-1Sn）合金的变形工艺。此外,本文系统的研究了 GNZ931K-1Sn合金在不同热处理及塑性变形下合金组织与力学性能之间的关系,获得的研究结果如下:证实了 Gd可以细化Mg-3Nd-1Zn-0.5Zr合金微观组织及增强其力学性能的结论,揭示了 Gd 对 Mg-xGd-3Nd-1Zn-0.5Zr（x=0,1,5,9 wt.%）合金的强化机制主要是由于Gd加入后促使合金内部的Mg12Nd相被Mg5（Gd,Nd,Zn）相所取代所引起的。Mg5（Gd,Nd,Zn）相合金内起到阻碍晶粒长大的作用,促使合金强度提高。此外,Sn加入到Mg-9Gd-3Nd-1Zn-0.5Zr合金中能够形成一种高熔点的Mg2（Sn,Nd）3Gd2相,此相可以一定程度地细化合金组织。对比加与不加1wt.%Sn 的 Mg-9Gd-3Nd-1Zn-0.5Zr 合金拉伸强度可知,Sn 对铸态 Mg-9Gd-3Nd-1Zn-0.5Zr合金的细晶强化与固溶强化效果提升不明显,但可以明显提升合金的时效强化效果。构建了 GNZ931K-1Sn合金的本构方程并绘制了此合金的热加工图,对热加工图分析得到了合金不易失稳的安全加工区在350℃/1s-1、395℃/0.001s-1和450℃/0.01s-1附近的结论。并在此基础上设计了挤压验证实验,证实了合金热加工图预测结果与实验结果相符的结论。此外,在DEFORM软件中执行了GNZ931K-1Sn合金挤压与轧制的数值模型计算。研究表明,合金在挤压与轧制的过程中其内部温度场、应力和应变等均存在着不均匀性,合金内部的应变值随着变形量的增大而逐渐增大。通过对成形过程分析,探究了 GNZ931K-1Sn合金在成形时各种场的变化规律,对合金挤压与轧制的参数进行了优化。分析得到GNZ931K-1Sn合金在带狭区的模具中挤压时其动态再结晶（DRX）主要集中在狭区,挤压有助于细化晶粒与促进共晶组织均匀的分布。对挤压态合金峰时效处理发现,合金在欠时效产生的β"相逐渐转变为椭球状的β’相。此外,合金内部LPSO相的数量明显增大,β相与LPSO相的相互作用促使合金达到最大强度。时效处理将挤压态合金的极限拉伸强度（UTS）和屈服强度（YS）分别由370MPa和292MPa提升至462MPa和392MPa,但延伸率（EL）由11.44%下降至4.19%。而过时效态合金内部球状β’相转变为较粗的β1相,同时LPSO相的数目也明显提高。β’相的形成和LPSO相的增加消耗了β’相里的稀土,造成了β’相数量降低,这使得合金强化效果较峰时效态降低。此外,时效处理后的GNZ931K-1Sn挤压棒在250℃以下均具有较高拉伸强度,而此合金250℃以上显着软化,可能是在接近此温度激活了镁合金新的滑移系或者是再结晶晶粒粗化造成的。GNZ931K-lSn合金经过不同压下量的轧制后,合金内部均产生了明显的孪晶。压下量为80%轧制态合金的UTS、YS和EL分别为349MPa、303MPa和6.68%。峰时效态处理轧制态合金中β’相数目较多,其UTS和YS分别增加到431MPa和372MPa,但其塑性降低到3.11%。而过时效态合金的晶内出现了少量垂直于β’相的LPSO相,此时峰时效态合金中产生的β’相变为板状,其尺寸变大但数量减少,使得合金性能降低。峰时效处理后的轧制板材在250℃以下具有优越的高温拉伸性能,但是此合金在300℃时其强度大幅度下降,但其延伸率明显增加。
车向明[5]（2020）在《增材制造热作模具钢及性能研究》文中认为模具是工业之母,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。
贺晓龙[6]（2020）在《TD盐浴渗铌层生长模型及性能研究》文中研究指明TD法制备的碳化铌覆层具有硬度高、结合性好、覆层均匀致密、耐磨性能卓着、所需设备要求低等特点。目前针对TD盐浴碳化铌覆层的研究大多集中在摩擦性能研究、覆层厚度的实验解研究、单一环境下的腐蚀性能研究,对于覆层厚度的理论解研究很少,特别是考虑基体成分影响的覆层厚度理论模型,以及覆层在酸、碱、中性环境下的综合耐腐蚀性能报道几乎没有。本文采用TD盐浴技术在850～950℃条件下在10种钢表面制备了碳化铌覆层。观测了覆层形貌和组织结构、测试了覆层的物相组成、硬度及厚度。建立了覆层厚度的经典动力学模型及基于规则溶液亚晶格理论并考虑基体成分影响的理论模型。对碳化铌覆层的形成进行了热力学分析。根据覆层不同时期的形貌及厚度模型,分析了覆层的形成过程和形成机理。测试了3种典型基体-NbC试样在酸碱盐条件下的Tafel曲线和EIS阻抗谱。主要结论有:（1）10种钢表面均形成了致密均匀的淡黄色碳化铌覆层。覆层与基体之间无过渡层。覆层均由单一相NbC组成,NbC晶粒在（111）和（200）方向上择优生长。（2）热力学计算表明,铝粉比碳化硼作为还原剂更容易在850～950℃在10种基体表面可以制备碳化铌覆层。（3）10个钢种根据覆层厚度的经典动力学模型得到的扩散激活能Q的范围为:142.08～179.32 kJ/mol,扩散常数K0的范围为:0.1987～0.9574 cm2/s。（4）覆层厚度的理论模型为:l2AaCγD C,TDefft。Q几乎为常数（233±4 kJ/mol）,而扩散系数因子D0的变化较大（9.85～36.2 cm2/s）。影响覆层厚度的主要因素为:TD处理时间、TD处理温度和基体成分。细化晶粒尺寸比延长处理时间,提高处理温度能更有效地增加覆层的厚度。（5）碳化铌覆层的生长分为形核和长大两个过程,碳化铌覆层由超细晶、柱状晶、等轴晶和胞状晶组成。覆层生长的机理为碳主导的从基体向外扩散,扩散机制以晶界扩散为主。覆层的生长速度在1 h之内受反应控制,之后受扩散控制。（6）覆层的硬度比基体高约3.5倍。在电化学耐腐蚀性方面,在酸、碱、中性环境下,其自腐蚀电位比基体更高,自腐蚀电流密度比基体更小,耐腐蚀性更好。（7）基体-覆层试样在不同的腐蚀环境下有较大差异,其主要变现为孔隙率的变化,最主要的原因是不同腐蚀环境下发生的腐蚀类型不同。综合来说,所有试样在酸性、碱性、中性环境下的腐蚀速率的排序为:酸性>中性>碱性。
教育部[7]（2020）在《教育部关于印发普通高中课程方案和语文等学科课程标准（2017年版2020年修订）的通知》文中认为教材[2020]3号各省、自治区、直辖市教育厅（教委）,新疆生产建设兵团教育局:为深入贯彻党的十九届四中全会精神和全国教育大会精神,落实立德树人根本任务,完善中小学课程体系,我部组织对普通高中课程方案和语文等学科课程标准（2017年版）进行了修订。普通高中课程方案以及思想政治、语文、
桑娜[8]（2020）在《模具钢超声表面滚压与离子注渗复合改性层的组织与性能》文中提出Dievar模具钢是由以前的瑞典乌德侯姆钢厂专门开发的一种Cr-Mo-V系合金钢,具有优异的热强度和良好的韧性,主要用作热作模具钢,它被广泛应用于汽车、电子、航空制造、核电设备、石油化工、海洋平台装备制造等对材料性能要求较高的领域。热作模具钢在服役过程中,一般失效的位置都始于表面,当两工件间产生滑移运动时会存在摩擦或划伤,严重时会使得工件出现磨损失效问题。另外,热作模具钢在冷热交替循环的环境中工作,也容易产生热疲劳失效问题。因此,在提高热作模具钢摩擦磨损性能的同时也需要提高其热疲劳性能。本课题对Dievar模具钢进行了超声表面滚压处理（Ultrasonic Surface Rolling Processing,USRP）,在材料表面制备了一定厚度的梯度纳米改性功能层。随后,在经过超声表面滚压处理后的试样和未经任何处理的试样表面进行高能离子注渗（High Energy Ion Implantation,HEII）碳化钨的工艺处理,制备出高能离子注渗碳化钨层,并通过对表面功能层的微观组织结构、化学成分、硬度、摩擦磨损性能以及热疲劳性能等的研究,分析表面纳米化对于高能离子注渗碳化钨层性能的影响。研究表明,经超声表面滚压处理后,在材料表面形成了厚度约为60μm的梯度纳米结构表层。经表面纳米化处理后,试样的硬度由200 HV提高到了301 HV,硬度提高了约50%。材料在进行超声表面滚压时表面承受循环交变载荷的作用,在沿垂直于表面方向上晶粒细化程度不同,同时产生了大量的非平衡缺陷,高密度的非平衡缺陷可使表面活性提高,增强表面对活性离子或者活性原子的吸附力,并且晶粒细化所产生的大量晶界使原子快速扩散的通道增多。这些特性都表明超声表面滚压对高能离子注渗有促进作用。与采用HEII工艺处理试样相比,经过USRP+HEII工艺处理的试样的梯度纳米结构表层明显增强了高能离子注渗的效果。相对于HEII工艺处理的试样,USRP+HEII处理的试样的表面组织更加致密均匀,USRP+HEII处理试样最表层的硬度达到944.9 HV,分别较基体硬度和HEII处理试样表面硬度提高了约69%和27%。两个试样都形成了一定厚度的富集层和扩散层,碳化钨富集区域的厚度约为200μm。USRP+HEII处理试样相比于HEII处理试样的扩散层厚度提高了约27%。由摩擦磨损试验结果表明,经USRP+HEII工艺处理的试样的平均摩擦系数和体积磨损量在不同载荷和不同温度条件下都要低于经HEII工艺处理的试样,说明了USRP+HEII处理试样具有更加优良的摩擦磨损性能。在变载摩擦磨损试验中,HEII工艺处理的试样容易出现疲劳磨损及磨粒磨损;经USRP+HEII工艺处理的试样的磨损机制始终以氧化磨损和轻微磨粒磨损为主。在变温摩擦磨损试验中,HEII工艺处理的试样在低温下出现了疲劳磨损,随着温度的升高粘着磨损明显加重;USRP+HEII工艺处理的试样低温下以氧化磨损为主,随着温度的升高粘着磨损也开始加重,但粘着磨损加重程度要轻于经HEII工艺处理的试样。经热疲劳试验发现,相比于HEII工艺处理的试样,通过USRP+HEII工艺处理试样的表面裂纹相对较少;USRP+HEII工艺处理的试样沿截面的裂纹最大深度降低了约37%,宽度也相对较小;靠近表面约30μm左右的区域,经USRP+HEII工艺处理试样的硬度要高于经HEII工艺处理的试样。通过以上分析得出,经过USRP+HEII工艺制备的试样具有更好的热稳定性和综合性能。
肖浩男[9]（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》文中认为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。
李靖[10]（2020）在《粉末锻造装配式凸轮数值模拟及实验研究》文中研究说明装配式凸轮轴是用于汽车发动机配气机构的重要零部件,与整体式凸轮轴相比,具有重量轻、材料分体优化,性能好、结构设计灵活等特点,已经越来越多的应用于高端汽车发动机的生产制作中。对于装配式凸轮轴,其凸轮的设计和制造方式,是近年来研究的热点方向之一。凸轮型面要求加工精度高,凸轮在工况条件下,表面受到剧烈的摩擦,芯部则受到周期性载荷的作用,因此,对于凸轮零部件,要求具有较高的强度、耐磨性、芯部韧性以及耐疲劳性能。现有的装配式凸轮的研究制作,主要由低、中碳钢、合金钢经过精密塑性成型工艺制成,随后根据使用要求,进行表面强化处理,主要有表面感应淬火、渗碳、渗氮等方式。而粉末锻造结合了粉末冶金成形的特点,同时又借助热锻,降低了粉末冶金材料的孔隙率,大幅提高材料的密度以及力学性能。易于制造精度要求高,加工量少的零部件,非常适合作为装配式凸轮的制作方式。本文围绕粉末锻造装配式凸轮的研究与制造,具体进行了如下几方面的研究:1.采用数值模拟的方法研究粉末锻造凸轮的工艺过程。借助材料性能计算软件JMatPro,计算出Fe-0.8C-2Cu材料的热物性参数,流动应力应变曲线,将其导入有限元软件Deform中,作为材料的模型。针对某种型号的装配式凸轮,进行模具和预制坯的设计,模拟了四种流动致密方式下,凸轮密度场和应力场的变化,并对两侧流动致密时,凸轮的密度场和速度场的随上模下压量的变化进行研究。结 果表明,两侧流动致密致密方式下,凸轮整体密度较高、分布均匀、等效应力较低,模具所受等效应力也较低,为较优的流动致密方案。随后针对流动间隙量的大小进行了模拟研究,最终确定了 0.9mm的流动间隙量,为两侧流动致密的间隙量。2.模拟研究了锻造速度、预制坯初始相对密度、锻造温度、模具温度和摩擦系数,五种锻造工艺参数对凸轮密度和等效应力分布的影响,确定了最佳锻造工艺参数:锻造速度:300mm/s,初始相对密度:0.9,预制坯加热温度:1200℃,模具预热温度:250℃,摩擦系数:0.3。结合模拟结果及实际情况,试制了一批凸轮样件,对比研究了锻造前后材料密度、孔隙率、力学性能和微组织的变化规律,结果表明,经过锻造后的凸轮组织更加细密,孔隙率大幅降低,凸轮的抗拉强度、屈服强度、断后伸长率和硬度得到大幅提升,由烧结体的470MPa、310MPa、2.5%和50HB提高至锻后948MPa、663MPa、7%和 250HB。3.采用了 L9（34）的正交实验研究了淬火、回火的温度和时间对凸轮力学性能的影响,随后研究了回火温度对凸轮摩擦磨损性能的影响。结果表明,回火温度对材料的性能影响最大,回火温度上升,马氏体分解,固溶强化作用减少,材料的强度降低。由于Cu不溶于基体组织,经低温回火后易在晶界处偏聚,因此拉伸断口形貌多为沿晶脆性断裂。不同回火温度下的摩擦式样中,200℃回火的试样,在三种载荷下,摩擦系数稳定,磨损量小,磨损形式为较轻的摩粒磨损。
二、几种模具表面强化新技术的简介（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、几种模具表面强化新技术的简介（论文提纲范文）
（1）表面工程技术在塑料机械领域的应用及研究进展（论文提纲范文）
| 0 前 言 |
| 1 塑料机械关键零部件的工况和磨损失效 |
| 2 塑料机械中的表面工程技术 |
| 2.1 表面淬火 |
| 2.2 表面扩散化学热处理 |
| 2.2.1 渗碳法 |
| 2.2.2 渗氮法 |
| 2.3 电镀和化学镀 |
| 2.4 激光处理技术 |
| 2.5 涂层技术 |
| 3 总结与展望 |
（2）2738模具钢的工业机器人激光淬火工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题的背景及意义 |
| 1.2 汽车模具表面质量强化技术 |
| 1.2.1 火焰加热模具表面淬火 |
| 1.2.2 感应线圈加热淬火 |
| 1.2.3 激光淬火 |
| 1.3 国内外研究现状 |
| 1.3.1 激光淬火设备与工艺的研究 |
| 1.3.2 激光器与整形镜头的研究 |
| 1.4 激光淬火存在的问题 |
| 1.5 研究内容与技术路线 |
| 1.5.1 研究内容 |
| 1.5.2 技术路线 |
| 第2章 激光淬火工作站搭建 |
| 2.1 激光发生器载体选择 |
| 2.2 激光发生器选择 |
| 2.3 激光淬火头选择 |
| 2.4 冷却系统选择 |
| 2.5 激光淬火设备集成 |
| 第3章 实验设计 |
| 3.1 实验材料 |
| 3.2 工艺参数理论 |
| 3.3 机器人激光淬火 |
| 3.4 硬度测量 |
| 3.5 金相实验 |
| 3.6 淬硬层尺寸测量 |
| 第4章 实验结果及分析 |
| 4.1 光斑移动速率与淬火质量的关系 |
| 4.1.1 淬硬层尺寸分析 |
| 4.1.2 表面硬度值分析 |
| 4.1.3 截面硬度分析 |
| 4.2 激光输出功率与淬火带质量的关系 |
| 4.2.1 淬硬层尺寸分析 |
| 4.2.2 模型二次实验验证 |
| 4.2.3 表面硬度值分析 |
| 4.2.4 截面硬度分析 |
| 4.3 激光入射角度与淬火带质量的关系 |
| 4.3.1 淬硬层尺寸分析 |
| 4.3.2 表面硬度值分析 |
| 4.3.3 截面硬度分析 |
| 4.3.4 建立模型 |
| 4.4 搭接率与淬火带质量的关系 |
| 4.4.1 形貌分析 |
| 4.4.2 表面硬度值分析 |
| 4.4.3 截面硬度分析 |
| 4.4.4 截面硬度均匀性分析 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 申请学位期间的研究成果及发表的学术论文 |
（3）异种金属薄板无铆连接数值模拟及实验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 无铆连接技术的历史发展 |
| 1.1.2 无铆连接技术简介 |
| 1.1.3 无铆连接技术的特点及优势 |
| 1.1.4 无铆连接技术的工业应用 |
| 1.2 研究现状 |
| 1.3 研究意义 |
| 1.4 研究方案及研究内容 |
| 1.4.1 研究方案 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 第2章 无铆连接工艺及模具设计 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 无铆连接接头形貌 |
| 2.2.1 无铆连接接头形式 |
| 2.2.2 无铆连接形貌参数 |
| 2.3 无铆连接设备及其工艺过程 |
| 2.3.1 无铆连接设备简述 |
| 2.3.2 无铆连接工艺过程 |
| 2.4 无铆连接实验准备与模具设计 |
| 2.4.1 材料选择 |
| 2.4.2 拉伸试验 |
| 2.4.3 模具设计 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 无铆连接成型数值模拟 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 模拟软件及基本原理简介 |
| 3.2.1 有限元法基本原理 |
| 3.2.2 仿真软件简介 |
| 3.3 有限元模型的建立 |
| 3.3.1 几何模型 |
| 3.3.2 材料模型 |
| 3.3.3 模型参数 |
| 3.3.4 网格质量对结果的影响 |
| 3.4 成型过程数值模拟与接头力学分析 |
| 3.4.1 成型过程模拟 |
| 3.4.2 接头整体等效应力分析 |
| 3.4.3 铝侧接头应力分析 |
| 3.4.4 钢侧接头应力分析 |
| 3.5 本章小节 |
| 第4章 接头形貌参数的影响因素分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 模具参数对接头形貌参数的影响 |
| 4.2.1 冲头半径对接头形貌参数的影响 |
| 4.2.2 冲头圆角对接头形貌参数的影响 |
| 4.2.3 凹模深度对接头形貌参数的影响 |
| 4.3 不同摩擦系数下成型过程数值模拟 |
| 4.3.1 钢板与凹模之间摩擦系数对接头形貌的影响 |
| 4.3.2 两板之间摩擦系数对接头形貌的影响 |
| 4.3.3 冲头与铝板之间摩擦系数对接头形貌的影响 |
| 4.3.4 摩擦系数对接头形貌的综合影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 无铆连接实验研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 成型过程实验研究 |
| 5.2.1 实验方案设计 |
| 5.2.2 成型过程实验研究 |
| 5.3 数值模拟与实验验证的误差分析 |
| 5.4 表面粗糙度对接头形貌参数的影响 |
| 5.4.1 板材表面处理以及表面粗糙度的测定 |
| 5.4.2 不同表面状态下的无铆连接实验 |
| 5.5 接头力学性能分析 |
| 5.5.1 接头失效形式 |
| 5.5.2 接头强度计算 |
| 5.5.3 接头剪切工况下的静力学实验 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间承担的科研任务与主要成果 |
| 致谢 |
（4）高强耐热Mg-9Gd-3Nd-lZn-lSn-0.5Zr合金的制备及强化行为（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及研究的必要性 |
| 1.1.1 课题研究背景 |
| 1.1.2 镁合金研究待解决的问题 |
| 1.1.3 镁合金研究的必要性 |
| 1.2 镁及镁合金发展现状 |
| 1.2.1 镁及镁合金的基本性质 |
| 1.2.2 镁合金的变形机制 |
| 1.2.3 稀土镁合金的发展 |
| 1.2.4 Mg-RE-Zn系合金的研究现状 |
| 1.2.5 Mg-RE-Sn系合金的研究现状 |
| 1.3 镁合金的强化机制 |
| 1.3.1 加工硬化 |
| 1.3.2 固溶强化 |
| 1.3.3 细晶强化 |
| 1.3.4 时效强化 |
| 1.4 镁合金的大塑性变形技术 |
| 1.4.1 热挤压技术 |
| 1.4.2 等通道挤压 |
| 1.4.3 多向锻造 |
| 1.4.4 多道次轧制 |
| 1.4.5 高压扭转 |
| 1.5 本研究的主要内容 |
| 第2章 材料的制备及实验方法 |
| 2.1 实验方案及技术路线 |
| 2.1.1 实验方案 |
| 2.1.2 技术路线 |
| 2.2 材料的制备 |
| 2.2.1 合金成分的设计 |
| 2.2.2 合金的熔炼与铸造 |
| 2.3 合金变形及热处理 |
| 2.3.1 变形前的固溶热处理 |
| 2.3.2 挤压变形工艺 |
| 2.3.3 轧制变形工艺 |
| 2.3.4 时效热处理方案 |
| 2.4 合金的显微组织分析 |
| 2.4.1 OM测试 |
| 2.4.2 SEM测试 |
| 2.4.3 XRD测试 |
| 2.4.4 TEM测试 |
| 2.4.5 DSC测试 |
| 2.5 力学性能测试 |
| 2.5.1 硬度测试 |
| 2.5.2 拉伸测试 |
| 2.5.3 热压缩测试 |
| 第3章 Mg-Gd-Nd-Zn系合金成分的设计 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 合金材料的选择原则与思路 |
| 3.3 Mg-Gd-Nd-Zn-Zr合金微观组织和力学性能 |
| 3.3.1 铸态Mg-Gd-Nd-Zn-Zr合金的微观组织与力学性能 |
| 3.3.2 固溶态Mg-Gd-Nd-Zn-Zr合金微观组织与力学性能 |
| 3.3.3 固溶态Mg-Gd-Nd-Zn-Zr合金的时效强化效应 |
| 3.4 GNZ931K-ySn合金微观组织和力学性能 |
| 3.4.1 铸态GNZ931K-ySn合金的微观组织与力学性能 |
| 3.4.2 固溶态GNZ931K-1Sn合金的微观组织及力学性能 |
| 3.4.3 固溶态GNZ931K-1Sn合金的时效强化效应 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 GNZ931K-1Sn合金的热压缩行为研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 GNZ931K-1Sn合金热压缩设备及实验参数 |
| 4.2.1 GNZ931K-1Sn合金热压缩实验设备 |
| 4.2.2 热压缩GNZ931K-1Sn合金的参数 |
| 4.3 GNZ931K-1Sn合金热压缩流变行为及组织演变 |
| 4.3.1 压缩后合金的宏观形貌 |
| 4.3.2 合金热压缩的应力应变 |
| 4.3.3 应变强化热压缩合金的机制 |
| 4.4 合金的本构行为及热加工图 |
| 4.4.1 固溶态GNZ931K-1Sn合金本构方程 |
| 4.4.2 固溶态合金热加工图 |
| 4.4.3 热加工图的验证 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 GNZ931K-1Sn合金挤压及轧制的数值模拟 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 DEFORM建模过程及模拟参数 |
| 5.2.1 DEFORM-3D建模过程 |
| 5.2.2 挤压及轧制有限元模拟的假设及简化 |
| 5.2.3 材料的热物性参数及挤压模型参数的选择 |
| 5.3 GNZ931K-1Sn合金的模拟 |
| 5.3.1 挤压坯料网格划分与模具型面设计 |
| 5.3.2 挤压态合金的速度场 |
| 5.3.3 挤压态合金的温度场 |
| 5.3.4 挤压态合金的等效应力场 |
| 5.3.5 挤压态合金的等效应变场 |
| 5.4 GNZ931K-1Sn合金的轧制模拟 |
| 5.4.1 轧制模型及相关参数 |
| 5.4.2 轧制态合金的边裂 |
| 5.4.3 轧制态合金的温度场 |
| 5.4.4 轧制态合金的等效应力场 |
| 5.4.5 轧制态合金的等效应变场 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 GNZ931K-1Sn合金挤压变形及时效行为 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 热挤压对GNZ931K-1Sn合金微观组织及力学性能的影响 |
| 6.2.1 高强GNZ931K-1Sn合金挤压棒的制备 |
| 6.2.2 热挤压过程中GNZ931K-1Sn合金微观组织的演变 |
| 6.2.3 挤压比对GNZ931K-1Sn合金微观组织的影响 |
| 6.2.4 GNZ931K-1Sn合金在热挤压过程中的晶粒细化机制 |
| 6.2.5 挤压比对GNZ931K-1Sn合金力学性能的影响 |
| 6.3 时效对挤压态GNZ931K-1Sn合金组织和性能的影响 |
| 6.3.1 挤压态GNZ931K-1Sn合金的时效硬化行为 |
| 6.3.2 时效对挤压态GNZ931K-1Sn合金微观组织的影响 |
| 6.3.3 时效对挤压态GNZ931K-1Sn合金力学性能的影响 |
| 6.3.4 峰时效挤压态GNZ931K-1Sn合金的强化机制 |
| 6.4 本章小结 |
| 第7章 GNZ931K-1Sn合金轧制变形及时效行为 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 不同压下量GNZ931K-1Sn合金的组织演变 |
| 7.2.1 GNZ931K-1Sn合金的轧制工艺 |
| 7.2.2 轧制态GNZ931K-1Sn合金板的宏观形貌 |
| 7.2.3 轧制前后GNZ931K-1Sn合金中颗粒相的转变 |
| 7.3 轧制过程中GNZ931K-1Sn合金组织和性能的演变 |
| 7.3.1 轧制过程中GNZ931K-1Sn合金晶粒尺寸的演变 |
| 7.3.2 轧制过程中GNZ931K-1Sn合金孪晶及织构的演变 |
| 7.3.3 轧制强化GNZ931K-1Sn合金的机理 |
| 7.4 时效对GNZ931K-1Sn合金的微观组织及力学性能的影响 |
| 7.4.1 轧制态GNZ931K-1Sn合金的时效硬化行为 |
| 7.4.2 轧制态GNZ931K-1Sn合金的时效析出过程 |
| 7.4.3 轧制态GNZ931K-1Sn合金的力学性能 |
| 7.4.4 峰时效轧制态GNZ931K-1Sn的强化机制 |
| 7.5 本章小结 |
| 结论 |
| 创新点 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间发表的学术论文 |
| 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）TD盐浴渗铌层生长模型及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 零件和工模具的失效形式及其表面强化方法 |
| 1.2.1 零件和工模具的失效形式 |
| 1.2.2 表面强化方法 |
| 1.3 TD盐浴概况及TD渗铌原理 |
| 1.3.1 TD盐浴概况 |
| 1.3.2 TD渗铌原理 |
| 1.4 碳化铌覆层的研究现状 |
| 1.4.1 碳化铌覆层工艺研究现状 |
| 1.4.2 TD渗铌工艺研究现状 |
| 1.4.3 TD盐浴覆层厚度模型研究现状 |
| 1.4.4 碳化铌覆层的性能研究现状 |
| 1.5 本文研究的内容及研究意义 |
| 第2章 实验材料与方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 覆层制备工艺 |
| 2.2.1 TD处理工艺研究路线 |
| 2.2.2 TD处理工艺设定 |
| 2.2.3 TD处理工艺步骤 |
| 2.3 实验设备 |
| 2.3.1 TD盐浴设备 |
| 2.3.2 覆层形貌观测和物相分析设备 |
| 2.3.3 覆层性能测试设备及方法 |
| 第3章 碳化铌覆层的形貌、组织结构及生长过程 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 碳化铌覆层的形貌 |
| 3.3 碳化铌覆层的物相结构 |
| 3.4 覆层的硬度 |
| 3.4.1 覆层的表面硬度 |
| 3.4.2 覆层的断面硬度 |
| 3.5 碳化铌覆层生长的基本过程 |
| 3.5.1 覆层形成过程的形貌分析 |
| 3.5.2 覆层形成过程的生长方式分析 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 碳化铌覆层形成的热力学 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 活性铌原子形成的热力学条件 |
| 4.3 形成碳化铌的热力学条件 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 碳化铌覆层的生长动力学及扩散机理 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 碳化铌覆层厚度的经典动力学 |
| 5.3 碳化铌覆层厚度的理论模型 |
| 5.3.1 TD处理扩散机理分析 |
| 5.3.2 模型假设及理论解模型的建立 |
| 5.3.3 不同基体钢的碳活度计算 |
| 5.3.4 生长动力学参数计算 |
| 5.4 讨论 |
| 5.4.1 基体成分对覆层厚度的影响 |
| 5.4.2 TD处理温度对覆层厚度的影响 |
| 5.4.3 TD处理时间对覆层厚度的影响 |
| 5.4.4 晶粒尺寸对覆层生长速率的影响 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 碳化铌覆层的电化学腐蚀性能 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 电化学测试腐蚀性能简介 |
| 6.3 实验结果 |
| 6.3.1 腐蚀介质为的10%的NaOH溶液 |
| 6.3.2 腐蚀介质为0.5 mol/L的 HCl溶液 |
| 6.3.3 腐蚀介质为3.5%的NaCl溶液 |
| 6.3.4 T12基体及T12-NbC在三种腐蚀介质中的性能对比 |
| 6.3.5 Cr12 基体及Cr12-NbC在三种腐蚀介质中的性能对比 |
| 6.3.6 5CrNiMo基体及5CrNiMo-NbC在三种腐蚀介质中的性能对比 |
| 6.4 本章小结 |
| 第7章 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录1 攻读硕士学位期间发表的学术成果 |
| 附录2 攻读硕士学位期间参加的科研项目 |
（8）模具钢超声表面滚压与离子注渗复合改性层的组织与性能（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题的研究背景和意义 |
| 1.2 金属表面纳米化技术 |
| 1.2.1 喷丸处理 |
| 1.2.2 激光冲击强化 |
| 1.2.3 超声表面滚压 |
| 1.3 高能离子注渗合金化 |
| 1.4 摩擦磨损 |
| 1.4.1 摩擦磨损简介 |
| 1.4.2 干滑动摩擦磨损 |
| 1.5 热疲劳 |
| 1.6 本课题的研究内容 |
| 第2章 试验材料、设备及方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.2 试验设备及工艺 |
| 2.2.1 超声表面滚压处理 |
| 2.2.2 高能离子注渗处理 |
| 2.2.3 摩擦磨损试验 |
| 2.2.4 热疲劳试验 |
| 2.3 性能测试方法 |
| 2.3.1 微观组织分析方法 |
| 2.3.2 硬度分析方法 |
| 2.3.3 微观形貌分析方法 |
| 2.3.4 化学成分分析方法 |
| 2.3.5 XRD物相分析方法 |
| 2.3.6 透射分析 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 超声表面滚压对高能离子注渗的影响 |
| 3.1 超声表面滚压处理对Dievar模具钢的影响研究 |
| 3.1.1 宏观形貌 |
| 3.1.2 USRP试样的截面形貌分析 |
| 3.1.3 表面XRD分析 |
| 3.1.4 USRP试样的TEM图像分析 |
| 3.1.5 原始试样和USRP试样截面硬度分析 |
| 3.2 超声表面滚压预处理对高能离子注渗的影响研究 |
| 3.2.1 宏观形貌分析 |
| 3.2.2 粗糙度分析 |
| 3.2.3 金相组织分析 |
| 3.2.4 扫描电子显微镜观察 |
| 3.2.5 剖面显微硬度分析 |
| 3.2.6 化学成分及物相分析 |
| 3.2.7 物相成分分析 |
| 3.2.8 透射电镜分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 超声滚压和离子注渗处理模具钢的摩擦磨损性能 |
| 4.1 不同载荷下试样的摩擦磨损性能 |
| 4.1.1 磨损体积 |
| 4.1.2 摩擦系数 |
| 4.1.3 磨损形貌 |
| 4.2 不同温度下试样的摩擦磨损性能 |
| 4.2.1 磨损体积 |
| 4.2.2 摩擦系数 |
| 4.2.3 磨损形貌 |
| 4.3 本章小结 |
| 第5章 超声滚压和高能离子注渗处理模具钢的热疲劳性能 |
| 5.1 截面SEM形貌及EDS元素分析 |
| 5.2 表面形貌分析 |
| 5.3 截面光学显微分析 |
| 5.4 截面硬度分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简介及攻读硕士阶段发表的学术论文 |
| 致谢 |
（9）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 |
（10）粉末锻造装配式凸轮数值模拟及实验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 符号说明 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 粉末锻造工艺概况 |
| 1.3 粉体材料致密化理论及相关模型 |
| 1.3.1 质量不变条件 |
| 1.3.2 泊松比模型 |
| 1.3.3 弹性模量 |
| 1.3.4 屈服准则 |
| 1.4 粉末锻造国内外研究现状 |
| 1.4.1 国外粉末锻造研究现状 |
| 1.4.2 国内粉末锻造研究现状 |
| 1.5 装配式凸轮简介 |
| 1.6 本课题研究的意义和内容 |
| 1.7 本章小结 |
| 第二章 粉末锻造装配式凸轮建模及压制成形方案数值模拟 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 Deform和JmatPro简介 |
| 2.3 Fe-0.8C-2Cu的材料参数 |
| 2.3.1 流变应力曲线 |
| 2.3.2 材料的物性参数 |
| 2.4 粉末锻造装配式凸轮的建模 |
| 2.4.1 模具设计 |
| 2.4.2 预制坯设计 |
| 2.5 压制成形方案数值模拟分析 |
| 2.5.1 锻造过程参数设置 |
| 2.5.2 致密规律分析 |
| 2.5.3 预制坯应力分析 |
| 2.5.4 模具应力分析 |
| 2.5.5 流动间隙量分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 粉末锻造装配式凸轮工艺参数仿真研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 粉末锻造的主要工艺参数 |
| 3.2.1 锻造速度对粉锻凸轮致密情况和应力分布的影响 |
| 3.2.2 预制坯的初始相对密度对粉锻凸轮致密情况和应力分布的影响 |
| 3.2.3 锻造温度对粉锻凸轮致密情况和应力分布的影响 |
| 3.2.4 模具预热温度对粉锻凸轮致密情况和应力分布的影响 |
| 3.2.5 摩擦系数对粉锻凸轮致密情况和应力分布的影响 |
| 3.3 本章小结 |
| 第四章 装配式凸轮粉末锻造实验及其热处理实验研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试样的制备 |
| 4.2.1 热锻原材料 |
| 4.2.2 锻造设备及工艺 |
| 4.2.3 热处理设备及工艺 |
| 4.3 分析测试方法 |
| 4.3.1 密度测量 |
| 4.3.2 力学性能测试 |
| 4.3.3 金相制备与观察 |
| 4.3.4 SEM形貌观察 |
| 4.4 粉末锻造试验结果及分析 |
| 4.4.1 烧结件和锻件的密度及孔隙 |
| 4.4.2 显微组织分析 |
| 4.4.3 力学性能 |
| 4.5 热处理实验结果及分析 |
| 4.5.1 力学性能 |
| 4.5.2 显微组织 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 粉末锻造装配式凸轮的摩擦磨损性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 试样的制备 |
| 5.3 分析测试方法 |
| 5.4 试验结果及分析 |
| 5.4.1 摩擦式样显微组织 |
| 5.4.2 摩擦系数分析 |
| 5.4.3 磨损表面分析 |
| 5.4.4 磨损量分析 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 作者在攻读硕士学位期间公开发表的学术论文及专利 |
| 作者在攻读硕士学位期间参加的研究项目 |
| 致谢 |
四、几种模具表面强化新技术的简介（论文参考文献）
- [1]表面工程技术在塑料机械领域的应用及研究进展[J]. 张朋,苏晓磊,单磊. 材料保护, 2021(07)
- [2]2738模具钢的工业机器人激光淬火工艺研究[D]. 米炫霖. 天津职业技术师范大学, 2021(09)
- [3]异种金属薄板无铆连接数值模拟及实验研究[D]. 芦跃峰. 燕山大学, 2021(01)
- [4]高强耐热Mg-9Gd-3Nd-lZn-lSn-0.5Zr合金的制备及强化行为[D]. 颜泽华. 哈尔滨理工大学, 2020(04)
- [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]TD盐浴渗铌层生长模型及性能研究[D]. 贺晓龙. 武汉科技大学, 2020(01)
- [7]教育部关于印发普通高中课程方案和语文等学科课程标准（2017年版2020年修订）的通知[J]. 教育部. 中华人民共和国教育部公报, 2020(06)
- [8]模具钢超声表面滚压与离子注渗复合改性层的组织与性能[D]. 桑娜. 吉林大学, 2020(08)
- [9]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)
- [10]粉末锻造装配式凸轮数值模拟及实验研究[D]. 李靖. 扬州大学, 2020(04)