一、陶瓷刀具的发展与使用（论文文献综述）
杨军,张海燕,樊俊珍[1]（2021）在《新型刀具材料的研究现状》文中进行了进一步梳理文章分别介绍了涂层刀具和陶瓷刀具使用材料及使用过程中的注意事项,并对两种超硬刀具材料进行了简单描述,总结了我国刀具材料的发展方向。
苟青山[2]（2021）在《NbC添加量对粘结相高熵化的涂层金属陶瓷刀片材料的微观组织及机械性能的影响研究》文中研究表明Ti（C,N）基金属陶瓷材料因其具有优异的耐磨性、相对较低的摩擦系数和优异的化学稳定性,在机械加工行业和耐磨损零件等领域中已得到广泛的应用。但面对越来越严苛的应用工况（如高速干切或高温摩擦）时,传统Ni/Co粘结相的性能下降会限制其工业应用范围。高熵合金（HEA）所具有的高热稳定性、高硬度、高耐磨性等性能特征与金属陶瓷刀具切削工况相匹配,并被视为目前最有潜力的可替代粘结相。但大多数HEA粘结相对陶瓷相的润湿性不足,造成Ti（C,N）-HEA金属陶瓷的常温综合力学性能相对较差,进而削弱Ti（C,N）-HEA金属陶瓷的干式切削及耐磨损性能。针对上述问题,本文采用Co Cr Fe Ni（HEA）为新型粘结相,并利用第二相碳化物对Ti（C,N）-HEA金属陶瓷进行改性,开展了NbC添加量对Ti（C,N）-Co Cr Fe Ni（HEA）金属陶瓷的微观组织、力学性能影响的研究。同时,为进一步提升Ti（C,N）-HEA金属陶瓷的耐磨损性能,利用PVD涂层技术在金属陶瓷表面沉积TiAlN涂层,并揭示了涂层Ti（C,N）-Co Cr Fe Ni（HEA）金属陶瓷的干式切削及高温磨损机理,为研制常温综合力学性能良好且高温性能优异的涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷奠定前期的理论和应用基础。通过对NbC的含量进行优化,成功制备出Ti（C,N）-15%Co Cr Fe Ni（HEA）-18%WC-6%Mo2C-x%NbC金属陶瓷材料。不同NbC含量会改变Ti（C,N）-HEA金属陶瓷的“芯-环”微观结构,该变化主要归因于Co Cr Fe Ni HEA粘结相扩散缓慢的效果和添加NbC所造成的晶粒成核位置改变。添加3 wt.%NbC能够优化Ti（C,N）-HEA金属陶瓷的综合力学性能。当NbC的添加量为3 wt.%时,金属陶瓷的相对密度为98.13%,硬度为1853HV,强度为1544MPa,断裂韧性为9.93MPa·m1/2。为进一步提高金属陶瓷的耐磨损性能,利用PVD涂层技术在金属陶瓷表面制备光滑致密的柱状晶TiAlN涂层。涂层厚度为0.72～1.37μm,晶粒尺寸为17nm～27nm,涂层硬度为3800～4100HV0.02,涂层平均结合力为41N～79N。基体中NbC添加量对涂层的晶粒尺寸和内部应力状态具有一定影响,改变TiAlN涂层的硬度,进而影响涂层结合力。基体中NbC含量为9 wt.%时,涂层硬度最高为4062 HV0.02。4组涂层的的平均结合力分别为62.75N、78.5N、71.8N和41.5N。3 wt.%NbC的金属陶瓷的TiAlN涂层综合性能更加优异,涂层厚度约为1.37μm,晶粒尺寸约为17.49nm,其结合力为78.5N,硬度为3910HV0.2。干切削GCr15钢试验和高温摩擦磨损试验结果表明:添加3 wt%NbC的未涂层金属陶瓷的后刀面磨损值最低,在干切削GCr15轴承钢时表现出更好的耐磨性。添加NbC后,金属陶瓷的高温摩擦系数和磨损率显着降低,添加3 wt%NbC时获得的最小摩擦系数和最小磨损率分别为0.198、4.14×10-6mm3/N·m。均匀的微观结构和优异的机械性能的基础上,由于存在稳定的摩擦润滑层,进一步改善了3 wt.%NbC的金属陶瓷的高温耐磨性。经涂层后,3 wt%NbC含量的涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷的后刀面磨损值和磨损速率都明显小于3 wt%NbC含量的未涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷和涂层Ti（C,N）-Ni金属陶瓷试样,基体效应和TiAlN涂层两者的协同作用赋予其优异的切削耐磨损性能。
白祎凡[3]（2021）在《基于微观结构演变模拟的陶瓷刀具工艺设计及制备》文中研究说明随着我国制造业的兴起,高速切削成为了发展的重点,对切削刀具的要求也随之增高,陶瓷刀具以其优异的力学性能成为了高速切削理想选择之一,而传统的“试凑法”设计陶瓷刀具时,需要耗费大量时间来优化烧结工艺,导致陶瓷刀具的更新换代迟滞。而通过计算机建模,从微观甚至纳观对陶瓷刀具材料的组织演变过程进行模拟,指导陶瓷刀具的设计和制备,能够较大程度节省人力、物力以及材料的损耗。元胞自动机法是一种通过元胞的变换来表达演变过程的数学模型,在具备高度随机性的同时又可通过变化规则来引导变化趋势,具有容易操作、变化方向可定以及识别错误少等优点,能够较好地反映陶瓷刀具材料微观结构演变过程。本论文研究的主要目的是通过改进元胞自动机模型的模拟方法,构建揭示烧结工艺参数对微观结构演变影响关系的模型,进而指导放电等离子体烧结法制备陶瓷刀具。在烧结过程中,晶粒的生长过程是一个与多种因素相关的复杂过程。晶界的迁移率与绝对温度相关;晶粒的粒径大小与绝对时间相关。影响晶粒生长过程的主要影响因素有气孔与烧结工艺参数等,因此在微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变模型的模拟过程中需要着重考虑这些影响因素。构建改进的元胞自动机模型,模拟带气孔的微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构的演变过程,并建立模拟系统。改进元胞自动机模型的中心元胞状态转变规则,解决了在模拟中出现晶界形态异常的问题;改进元胞状态值的赋值方法,解决了晶粒识别性错误异常增长的问题;模拟了微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变过程;模拟了有气孔的复合陶瓷刀具材料微观结构演变过程;基于Visual Studio平台建立了微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变模拟系统。将放电等离子体烧结法的各烧结参数耦合进所构建的模型,使所构建模型能够正确反映烧结参数对微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变的影响。由绝对温度与烧结速度的关系推出烧结温度因子的表达式,将烧结温度因子与元胞状态变换成功概率P相乘,使烧结温度耦合进所构建模型;由等温晶粒生长的抛物线定律推出时间步与实际时间的关系,将其关系式耦合进时间步计算模块中,使保温时间耦合进所构建模型;由轴向压应力与晶粒生长速度之间的关系式推出压力因子的表达式,将其与中心元胞变换成功概率P相乘,使烧结压力耦合进所构建的模型;根据所构建模型的演变结果得出当烧结温度1600℃,保温时间为7min,烧结压力为40MPa时,陶瓷刀具材料晶粒的粒径分布较为匀称,气孔含量较低,材料致密度较高,可以获得宏观力学性能较优的微纳米复合陶瓷刀具材料。以模型所得最佳的烧结参数通过放电等离子体烧结法制备A1203/TiB2/TiC微纳米复合陶瓷刀具,在TiB2占比为20%、TiC占比为10%时力学性能最优,硬度、断裂韧性、抗弯强度等分别为:20.3GPa、10.5MPa/m2及839.5MPa。在进行Al2O3/TiB2/TiC微纳米复合陶瓷刀具材料的制备时,当烧结工艺参数与模型设计的烧结工艺参数相同时,力学性能最优,分析其SEM照片,所构建模型能够正确反映微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构的演变过程。
魏伟[4]（2021）在《铁基粉末冶金零件孔隙特性与车削刀具研究》文中提出粉末冶金是近净成型工艺,其特点之一是可少、无切削,但是目前技术条件下,通过粉末冶金工艺制得的零件还无法达到直接使用的目的,因此还需进行少量的机械加工,然而其切削加工一直是企业里生产加工的难题,实际加工过程中刀具出现的问题层出不穷。铁基粉末冶金零件在切削加工过程中往往造成刀具快速磨损的问题,给企业里生产加工带来较大影响。为了深入分析加工过程中刀具快速发生磨损的主要原因,以及为铁基粉末冶金零件的切削加工选出合适的刀)具,解决加工中因刀具快速磨损导致换刀)不及时造成的资源浪费和经济损失,对铁基粉末冶金零件的材料特性和切削加工性能进行分析与研究。首先,从铁基粉末冶金零件的制造工艺入手,分析其在切削过程中造成刀具快速磨损的原因。发现粉末颗粒在压制成型过程中,零件坯块形成了不均匀分布的孔隙结构,这些孔隙结构经过烧结完成后依然存在,使得刀具在切削加工时受到持续的间断性载荷冲击,而且空气是热的不良导体,孔隙内部的空气使得切削系统的热量较难散出,从而造成刀具出现一系列快速磨损的现象。其次,理论分析后得知,铁基粉末冶金零件较难加工的主要原因是孔隙结构的存在,故对铁基粉末冶金零件内部的孔隙特性进行分析。推导出孔隙结构存在条件下,切削过程中刀尖圆弧与孔隙圆弧碰撞下切削模型的建立;通过有限元分析与实验相结合,分析得出铁基粉末冶金零件的加工性能不同于传统冶金零件的加工,因其内部孔隙结构造成切削过程刀具受到频繁冲击、切削系统热量不易散出等现象,对刀具伤害较大;根据铁基粉末冶金内部孔隙特性选取不同材料切削刀具,经过仿真和实验分析最终选出用于加工铁基粉末冶金零件（同步器锥环）的理想刀具材料和切削参数。最后,对所选刀具进行可靠性实验和分析,确保其加工铁基粉末冶金零件的可靠性;对切削加工后刀具的磨损形式进行分析,并根据刀具磨损机理建立定量刀具磨损模型,预测刀具随切削时间的磨损规律;根据企业实际生产加工情况,对换刀操作进行合理规划,对企业里的生产加工具有一定指导作用。基于理论分析后,发现造成其较难加工的主要原因是内部孔隙结构的存在,研究了铁基粉末冶金零件内部孔隙特性及其切削加工过程中给刀具带来的影响,通过理论分析、仿真计算和实验三者相结合,分析了孔隙结构对切削加工的影响以及对铁基粉末冶金零件切削刀具的优选。
王棕世[5]（2021）在《以高熵合金作粘结剂的新型Ti（C,N）基金属陶瓷涂层刀具的制备及性能研究》文中进行了进一步梳理当今社会对难加工高性能合金的需求和对切削加工技术的要求日益提高,关于高性能切削刀具材料的研究也是时代所趋。Ti（C,N）基金属陶瓷具有低密度、高室温硬度,高化学稳定性,高耐磨性和低摩擦系数,并且其原材料为Ti,Ni等非战略性资源,因此它也被视为WC基硬质合金的替代材料。然而,综合力学性能和高温性能不足是制约Ti（C,N）基金属陶瓷刀具广泛应用的主要瓶颈。近年来,相关研究大多数是通过细化硬质相结构和多元化硬质组分的方式来改善,而对于粘结相的优化研究相对有限且不理想。再加上,传统粘结相Co/Ni在酸性和高温切削环境下表现不稳定,刀具易崩刃,高速切削表现差。因此通过调控优化粘结相来提高Ti（C,N）基金属陶瓷材料性能的研究工作具有重要意义。此外,涂层技术也是提高刀具综合性能的关键技术之一,目前发达国家高精度机床用切削刀具90%以上都经过涂层处理。因此对涂层Ti（C,N）基金属陶瓷基体涂层间的匹配性研究也是十分必要的。本研究系统性地从切削刀具制造领域三大关键技术（切削刀具材料、涂层技术和切削加工工艺）出发,以机械合金化制备的五元高熵合金（HEA）CoCrCuFeNi作为粘结剂,成功制备具有高综合性能的Ti（C,N）-HEA金属陶瓷刀具材料,研究了CoCrCuFeNi HEA粘结剂对Ti（C,N）基金属陶瓷材料微观组织、基础力学性能和高温摩擦磨损性能的影响。并通过物理气相沉积（PVD）和化学气相沉积（CVD）涂层技术,研究了在成熟的涂层工艺和涂层材料的实验条件下新型金属陶瓷Ti（C,N）-HEA基体材料的可涂覆性。最后通过对H13模具钢的切削实验,研究了未涂层、PVD和CVD涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷刀具的切削行为和磨损机理。新型Ti（C,N）-15HEA金属陶瓷具有优异的微观结构和综合力学性能。与Ni粘结剂相比,CoCrCuFeNi HEA粘结剂能抑制芯环晶粒生长并促进形成较细的白芯晶粒。这是由于CoCrCuFeNi的迟滞扩散作用能够抑制晶粒长大,并促进（Ti,W,Mo,Ta）（C,N）小颗粒作为独立形核核心长大为白芯晶粒。新型金属陶瓷Ti（C,N）-15HEA具有比传统金属陶瓷Ti（C,N）-15Ni更高的综合力学性能。其中硬度改善最显着,达到1726 HV30,能够在保持传统金属陶瓷的抗弯强度和韧性的同时,显着改善金属陶瓷的硬度,这也是传统粘结剂Ni、Co等无法比拟的。其高硬度可归因于细晶强化和高硬度CoCrCuFeNi粘结相的固溶强化效应。其良好的韧性得益于大量白芯晶粒和较少脆性相的析出。与典型的黑-白-灰芯环晶粒相比,白芯晶粒具有简单的微观相结构,界面数和界面复杂应力相对更小,韧性因而得到改善。CoCrCuFeNi粘结剂可显着改善Ti（C,N）基金属陶瓷的高温减摩和耐磨性能。新型金属陶瓷Ti（C,N）-15HEA的钢间摩擦系数远低于传统金属陶瓷Ti（C,N）-15Ni,其抗磨损能力是Ti（C,N）-15Ni金属陶瓷的2.4-2.6倍。Ti（C,N）-15HEA金属陶瓷在高温下的磨损机理主要是摩擦氧化层的形成和分层。在优良微观结构的前提下,CoCrCuFeNi粘结相可在高温下充分发挥高熵效应,一方面促进形成稳定的氧化润滑层,另一方面实现与硬质相的高强度结合,避免产生磨粒,从而显着改善了Ti（C,N）基金属陶瓷的高温摩擦磨损性能。Ti（C,N）-HEA金属陶瓷有较好的PVD TiAlN和CVD TiN/Al2O3/Ti CN/TiN可涂覆性,在相同试验方法下可获得与Ti（C,N）-Ni基体相似且能够被使用的刀具涂层。对于TiAlN涂层,Ti（C,N）-Ni和Ti（C,N）-HEA两种不同粘结相金属陶瓷基体表面涂层微观结构均呈现出致密的柱状晶结构。其中Ti（C,N）-HEA基体表面TiAlN涂层晶粒更细,这是因为在涂层过程中,更细微观结构的Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体上能够获得更多形核晶粒,最终形成更细的涂层。并且Ti（C,N）-HEA基体中大量粘结相元素Cr,Cu,Fe,Ni会与TiAlN涂层发生扩散,其中Cu元素在TiAlN涂层中含量和扩散距离最高,Fe和Ni在涂层中的含量和扩散距离次之,Cr扩散程度最低。细晶强化和固溶强化效应导致Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体表面的TiAlN涂层硬度较高,达到36.97 GPa。Ti（C,N）-Ni和Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体表面的TiAlN涂层结合力等级均为HF1。对于CVD TiN/Al2O3/Ti CN/TiN涂层,涂覆在不同基体上时,各相择优取向表现出一定差异。Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体表面CVD涂层中的Ti CN和Al2O3晶粒较细,五层涂层各层连接良好,界面清晰,无明显裂纹剥落等缺陷。并且Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体粘结相元素Co,Cr,Cu,Fe,Ni与CVD复合涂层发生扩散,其中Cu元素扩散程度最强,Co、Cr、Ni次之,Fe元素扩散程度最弱。细晶强化导致Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体表面的CVD复合涂层的硬度略高于Ti（C,N）-Ni基体表面涂层,达到22.62 GPa。Ti（C,N）-Ni和Ti（C,N）-HEA金属陶瓷基体表面的TiN/Al2O3/Ti CN/TiN复合涂层结合力等级均为HF1。在不同的切削速度（100、150、200 m/min）下,未涂层和涂层Ti（C,N）-15HEA金属陶瓷刀具磨损情况主要表现为前、后刀面磨损,且其抗切削磨损能力均优于对应Ti（C,N）-15Ni金属陶瓷刀具。未涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷刀具的磨损形式主要是粘着磨损,扩散氧化磨损以及轻微的磨粒磨损。PVD涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷刀具的磨损形式主要是粘着磨损,磨粒磨损以及轻微的扩散氧化磨损。CVD涂层Ti（C,N）-HEA金属陶瓷刀具磨损形式主要为:粘着磨损和轻微的磨粒磨损。
史畅,刘泉桐,赵旋,李明冉[6]（2021）在《陶瓷刀具的种类及发展趋势》文中提出本文主要研究陶瓷刀具的种类,应用以及发展前景,并简单介绍了陶瓷刀具的发展背景。随着新技术革命的发展,要求不断的提高切削加工的生产率并且降低生产成本,特别是数控机床的发展,要求开发比硬质合金刀具切速更高、更耐磨的新型刀具。其次,现在国际上硬质合金产量已经达到了20000—25000t。每年所消耗的大量金属,比如W、Co、Ta以及Nb等等。这些金属的矿产资源正在减少,价格也在上涨,按照目前的消耗速度来看,不到几十年,有些资源便会被耗尽。陶瓷刀具便是在这样的背景下发展起来的。
王一顺[7]（2020）在《精密金属陶瓷微铣刀的设计与制造及切削性能研究》文中研究指明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。
王本源[8]（2020）在《自润滑陶瓷刀具高速铣削镍基高温合金表面完整性研究》文中研究说明镍基高温合金以其在高温条件下优异的性能,被广泛应用于航空航天等领域。但它在切削加工过程中切削力大、切削温度高,从而导致加工效率低、工件表面质量差、加工成本高。陶瓷刀具以其硬度高、抗氧化性好等特性,在镍基高温合金等难加工材料加工领域具有明显优势,其中自润滑陶瓷刀具作为新型绿色切削刀具,为镍基高温合金绿色高效加工提供了新的技术方法。本文通过设计正交实验,制备了添加纳米固体润滑剂Ca F2的Al2O3/TiC/Ca F2自润滑陶瓷刀具,并对其高速铣削镍基高温合金Inconel 718的表面完整性进行了研究。选取表面粗糙度、变质层和加工硬化、表面残余应力作为表面完整性的表征参数,研究了切削参数对上述表面完整性表征参数的影响以及添加纳米固体润滑剂对表面完整性表征参数的影响机制。与Al2O3/TiC陶瓷刀具相比,采用添加纳米固体润滑剂Ca F2的Al2O3/TiC/Ca F2自润滑陶瓷刀具加工镍基高温合金Inconel 718具有较好的表面完整性。切削实验结果表明,该自润滑陶瓷刀具加工镍基高温合金Inconel 718的表面粗糙度平均下降了25.1%、已加工表面变质层厚度平均降低了14.3%、加工硬化深度降低了13.7%,加工硬化程度降低了2.2%、径向残余压应力降低了11.8%,切向残余应力提高了6.2%。在用两种刀具进行切削过程中发现,与Al2O3/TiC陶瓷刀具相比,Al2O3/TiC/Ca F2自润滑陶瓷刀具在切削过程中具有较小的切削力和较低的切削温度。对其结果进行极差分析发现,两种陶瓷刀具切削参数对切削力和切削温度的影响顺序为:切削速度>切削深度>每齿进给量。Al2O3/TiC/Ca F2自润滑陶瓷刀具在切削过程中切削力较Al2O3/TiC陶瓷刀具低,其中径向铣削力Fx平均降低了36.2%、切向铣削力Fy平均降低了37.2%、轴向铣削力Fz平均降低了30.3%、切削合力F平均降低了37.8%,切削温度平均降低了25%。分析已加工表面和对切屑的EDS元素分析发现,纳米固体润滑剂Ca F2在刀具与工件之间形成均匀润滑膜,使得摩擦系数减小,降低了切削力和切削热。一方面,更低的切削力降低了工件表面塑性变形,更低的温度有助于弱化切削热造成的加工软化,降低了变质层厚度和加工硬化现象,切削温度的降低也抑制了表面残余拉应力的生成,获得对工件有利的残余压应力;另一方面,均匀润滑膜的形成有利于减少已加工表面的材料残留,形成平滑的刀痕,降低了表面粗糙度,从而提升已加工表面的表面完整性。
朱积慧[9]（2020）在《金属间化合物Ni3Al强韧化Al2O3基陶瓷刀具材料的制备及其性能研究》文中研究指明金属相的添加使得陶瓷刀具材料的塑韧性与高温稳定性难以得到有效的兼顾,为了保证陶瓷刀具材料具有出色的综合性能,提出了将金属间化合物替代金属相的方法。基于陶瓷刀具材料的设计准则,确定了本材料系统的基体相为Al2O3,强化相为Ti B2,选择金属间化合物Ni3Al替代金属相,拟通过（Ni/25at.%Al）反应烧结制备Al2O3/Ti B2/Ni3Al（ABN）陶瓷刀具材料;以及Ni3Al直接烧结制备Al2O3/Ti B2/Ni3Al（ABNA）陶瓷刀具材料。对以上材料体系进行了物理化学相容性分析,各主相之间具有良好的化学相容性及物理相容性,部分原材料之间存在的化学反应是本课题所需的。对Al2O3/Ti B2/Ni3Al陶瓷刀具材料进行了烧结制备,研究了不同组分配比及制备方法对其力学性能及微观组织的影响,结果表明:不同方法制备的ABN、ABNA陶瓷刀具材料在力学性能方面表现出相似的变化趋势,随着粘结相的增加,材料抗弯强度、断裂韧性和致密度逐渐上升,而维氏硬度逐渐降低。ABN4陶瓷刀具材料的抗弯强度、断裂韧性、维氏硬度和致密度分别为1242.84MPa、13.02MPa·m1/2、16.03GPa、99.37%;ABNA4陶瓷刀具材料的分别为1156.13MPa、15.98MPa·m1/2、15.55GPa、99.38%。相比基体和增强相相同的牌号LP1刀具材料,ABN4、ABNA4的抗弯强度和断裂韧性分别提高了55.36%和150.38%、44.52%和206.92%。材料的粘结相有效的填充到了基体和增强相的间隙中,晶粒没有异常长大的现象。随粘结相含量的增加,晶粒得到一定程度的细化,断裂行为以沿晶断裂为主,同时存在大量晶粒拔出、裂纹偏转和韧窝断裂现象。对ABN、ABNA陶瓷刀具材料进行了摩擦磨损试验,研究了不同对磨材料、转速、载荷对其摩擦磨损性能的影响,研究表明:ABN、ABNA陶瓷刀具材料对磨Si3N4球时,试样的平均摩擦系数和磨损率均逐渐上升,磨损方式主要是磨粒磨损。对磨GCr15轴承钢球时,ABN、ABNA陶瓷刀具材料的平均摩擦系数变化相反,而磨损率变化一致,磨损机理均表现为磨粒磨损和黏着磨损,材料在对磨Si3N4球与GCr15轴承钢球的磨损率存在数量级上的差距,对磨GCr15轴承钢球时表现出更加优良的摩擦磨损性能。转速的变化对ABN1、ABNA3陶瓷刀具材料摩擦磨损性能的影响要大于载荷的影响,ABN1陶瓷刀具材料在600r/min时平均摩擦系数最小,在400r/min时磨损率最低,50N载荷下摩擦磨损性能最佳;而ABNA3陶瓷刀具材料分别在600r/min、50N下表现出最佳的摩擦磨损性能。
季良刚[10]（2020）在《具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具的研制》文中研究表明陶瓷刀具由于其耐高温、耐腐蚀和高硬度等优点,成为新型高速切削刀具的重要发展方向。本文针对陶瓷刀具干切削加工时摩擦系数大和裂纹扩展的问题,提出了通过向陶瓷刀具基体内添加具有特定功能的组分,使刀具具有裂纹修复与自润滑的功能,从而满足干切削加工需求。通过向Al2O3/Ti C陶瓷基体中添加不同含量的修复剂Ti B2,利用真空热压烧结制备了具有自修复能力的Al2O3/Ti C/Ti B2陶瓷刀具材料。力学性能测试表明,当Ti B2含量为10 vol%时,Al2O3/Ti C/Ti B2刀具材料综合力学性能最好,其抗弯强度为703 MPa,维氏硬度为18.3 GPa,断裂韧性为6.23 MPa·m1/2,相比于Al2O3/Ti C陶瓷刀具材料分别提升了12.6%、2.3%、19.8%。刀具材料断口微观结构显示,添加适量的Ti B2能够抑制Al2O3晶粒异常长大,有效细化晶粒,并且能够诱发穿晶断裂,显着改善刀具材料力学性能。通过压痕法在Al2O3/Ti C/Ti B2自修复陶瓷刀具材料表面预制了不同尺寸的裂纹,分别研究了不同热处理条件下的裂纹修复情况。结果表明,当热处理温度在600-800℃之间时,随着温度的升高,陶瓷裂纹试样强度呈现出先升高后降低的趋势。其中700℃热处理60 min时,与未热处理裂纹试样相比,裂纹修复后的试样强度恢复到光滑试样的91.6%,最大裂纹修复长度达到500μm。研究表明,裂纹修复机理为在高温空气环境下刀具材料中的Ti B2氧化生成熔融状态的玻璃相B2O3和Ti O2,在毛细作用下流向裂纹区域并填充裂纹,产生粘合作用,恢复试样强度。同时Ti O2和B2O3在刀具材料表面和裂纹内壁上形成保护膜,以防止材料被过度氧化。利用非均匀成核法制备了纳米h-BN@Al2O3包覆型固体润滑剂,将其添加到Al2O3/Ti C/Ti B2自修复陶瓷基体中制备了具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具材料Al2O3/Ti C/Ti B2/h-BN@Al2O3。力学性能测试表明,当h-BN@Al2O3含量为5 vol%时,其综合力学性能最好,抗弯强度为610 MPa、维氏硬度为17.9 GPa、断裂韧性为5.17 MPa·m1/2,相比于直接添加5 vol%h-BN的Al2O3/Ti C/Ti B2/h-BN刀具材料力学性能分别提升了15.96%、17.31%、10.7%。断口微观结构显示,纳米h-BN@Al2O3均匀分布在材料内部,无团聚现象,且h-BN表面的Al2O3外壳与基体材料一致,在烧结过程中与基体材料熔融形成纳米晶内结构,减少了残余应力的产生,有利于提升刀具材料力学性能。研究还发现,在裂纹破坏Al2O3外壳后,h-BN暴露在高温空气中氧化生成的B2O3也会对裂纹起到修复作用。裂纹试样在空气环境中700℃处理60 min后,刀具材料的抗弯强度恢复到光滑试样的98.20%。分别以Al2O3/Ti C和Al2O3/Ti C/10 vol%Ti B2/5 vol%h-BN@Al2O3为刀具材料制备了陶瓷刀具AT和具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具AT10B@5。研究了AT和AT10B@5陶瓷刀具在不同切削条件下的切削性能。研究表明,相比于AT刀具,AT10B@5刀具能够有效降低加工工件表面粗糙度和前刀面摩擦系数。其中切削过程中的主切削力降低了20.8%,切削温度降低了22.2%,且AT10B@5刀具的有效切削距离增加。切削过程中AT刀具前刀面主要的磨损形式为粘结磨损,同时伴随微崩刃现象,后刀面主要为磨粒磨损。AT10B@5刀具前刀面磨损形式为粘结磨损,后刀面磨损较浅且面积相对较小,主要磨损形式为粘结磨损、氧化磨损和轻微的磨粒磨损。
二、陶瓷刀具的发展与使用（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、陶瓷刀具的发展与使用（论文提纲范文）
（1）新型刀具材料的研究现状（论文提纲范文）
| 1 涂层刀具 |
| 1.1 刀具涂层方法及主要涂层材料[1] |
| 1.2 涂层刀具使用中应注意事项 |
| 2 陶瓷刀具 |
| 2.1 Al2O3基陶瓷刀具 |
| 2.2 Si3N4基陶瓷刀具[2] |
| 2.3 Ti(C,N)基金属陶瓷刀具 |
| 2.4 陶瓷刀具使用中应注意事项 |
| 3 超硬刀具材料 |
| 4 我国刀具材料的发展方向 |
（2）NbC添加量对粘结相高熵化的涂层金属陶瓷刀片材料的微观组织及机械性能的影响研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 1.引言 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 Ti(C,N)基金属陶瓷的研究 |
| 1.2.1 研究概况 |
| 1.2.2 Ti(C,N)基金属陶瓷微观结构与性能特点 |
| 1.2.3 Ti(C,N)基金属陶瓷研究现状 |
| 1.3 高熵合金与NbC对 Ti(C,N)基金属陶瓷的改性研究 |
| 1.3.1 高熵合金作粘结相研究 |
| 1.3.2 NbC添加量对Ti(C,N)基金属陶瓷的影响 |
| 1.4 金属陶瓷刀具涂层研究 |
| 1.4.1 刀具表面涂层介绍 |
| 1.4.2 刀具表面涂层技术 |
| 1.4.3 金属陶瓷涂层研究现状 |
| 1.5 本文研究意义、主要内容及技术路线 |
| 1.5.1 研究意义 |
| 1.5.2 本文研究内容 |
| 1.5.3 技术路线 |
| 2.实验材料制备及实验方法 |
| 2.1 制备Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体 |
| 2.1.1 Ti(C,N)金属陶瓷材料选择 |
| 2.1.2 CoCrFeNi高熵合金粉末制备 |
| 2.1.3 制备Ti(C,N)-HEA金属陶瓷工艺 |
| 2.2 制备PVD涂层 |
| 2.3 实验原料及仪器设备 |
| 2.4 力学性能检测及微观结构表征 |
| 2.4.1 密度 |
| 2.4.2 抗弯强度 |
| 2.4.3 硬度 |
| 2.4.4 断裂韧性 |
| 2.4.5 涂层结合力与显微硬度 |
| 2.4.6 切削及高温摩擦实验 |
| 2.4.7 微观结构及物相分析 |
| 3.Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体组织及力学性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 制备流程及成分配比 |
| 3.3 NbC添加量对Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体微观组织的影响 |
| 3.4 NbC添加量对Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体力学性能的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 4.Ti(C,N)金属陶瓷PVD涂层微观组织及力学性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 Ti(C,N)-HEA基金属陶瓷表面TiAlN涂层微观组织 |
| 4.2.1 涂层断口形貌 |
| 4.2.2 涂层物相组成 |
| 4.3 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷表面TiAlN涂层机械性能 |
| 4.3.1 涂层硬度 |
| 4.3.2 涂层结合力 |
| 4.4 本章小结 |
| 5.TiAlN涂层Ti(C,N)-HEA金属陶瓷切削及磨损行为研究 |
| 5.0 引言 |
| 5.1 未涂层金属陶瓷的切削性能和高温摩擦磨损性能研究 |
| 5.1.1 未涂层金属陶瓷的切削性能 |
| 5.1.2 未涂层金属陶瓷的高温摩擦磨损性能 |
| 5.1.3 未涂层金属陶瓷的高温磨损机理 |
| 5.2 涂层金属陶瓷的切削性能和高温摩擦磨损性能研究 |
| 5.2.1 涂层金属陶瓷的切削性能 |
| 5.2.2 涂层金属陶瓷的高温摩擦磨损性能 |
| 5.2.3 涂层金属陶瓷的高温磨损机理 |
| 5.3 本章小结 |
| 6.全文总结 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 创新点与不足 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间科研成果 |
| 致谢 |
（3）基于微观结构演变模拟的陶瓷刀具工艺设计及制备（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 背景及意义 |
| 1.2 微纳米复合陶瓷刀具材料 |
| 1.3 材料微观结构演变的计算机模拟方法 |
| 1.4 放电等离子体烧结 |
| 1.5 存在的问题 |
| 1.6 论文安排与主要工作 |
| 2 陶瓷刀具材料晶粒的生长的影响因素 |
| 2.1 晶粒生长驱动力 |
| 2.2 晶界迁移率 |
| 2.3 正常晶粒生长理论 |
| 2.4 异常晶粒生长理论 |
| 2.5 微纳米复合陶瓷刀具材料晶粒生长的影响因素 |
| 2.6 本章小结 |
| 3 微纳米复合陶瓷刀具材料演变模拟 |
| 3.1 元胞自动机的方法 |
| 3.2 元胞自动机的选型 |
| 3.2.1 网格形状 |
| 3.2.2 邻接类型 |
| 3.2.3 边界条件 |
| 3.3 元胞自动机模型的中心元胞变换规则 |
| 3.4 元胞自动机模型的改进 |
| 3.4.1 晶粒去直角规则的建立 |
| 3.4.2 构建改进的Q值赋予方法 |
| 3.5 微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变模拟 |
| 3.5.1 纳米相颗粒对陶瓷刀具材料微观结构的影响 |
| 3.5.2 微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变模拟 |
| 3.6 陶瓷刀具材料气孔模拟 |
| 3.6.1 陶瓷材料的烧结致密化过程 |
| 3.6.2 含有气孔的陶瓷刀具材料微观结构演变模拟 |
| 3.7 微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变模拟系统的建立 |
| 3.8 本章小结 |
| 4 基于微纳米复合陶瓷刀具材料微观结构演变模拟的工艺设计 |
| 4.1 烧结温度的设计 |
| 4.1.1 烧结温度对晶粒生长的影响 |
| 4.1.2 烧结温度耦合 |
| 4.1.3 烧结温度与微观结构演变关系 |
| 4.2 保温时间的设计 |
| 4.2.1 保温时间对晶粒生长的影响 |
| 4.2.2 保温时间耦合 |
| 4.2.3 保温时间与微观结构演变关系 |
| 4.3 烧结压力的设计 |
| 4.3.1 烧结压力对晶粒生长的影响 |
| 4.3.2 烧结压力耦合 |
| 4.3.3 烧结压力与微观结构演变关系 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 Al_2O_3/TiB_2/TiC微纳米复合陶瓷刀具材料制备 |
| 5.1 Al_2O_3/TiB_2/TiC微纳米复合陶瓷刀具材料的制备 |
| 5.1.1 材料的制备 |
| 5.1.2 Al_2O_3/TiB_2/TiC陶瓷刀具材料试样的制备 |
| 5.2 材料性能测试与表征 |
| 5.2.1 抗弯强度的测量 |
| 5.2.2 硬度的测量 |
| 5.2.3 断裂韧性的测量 |
| 5.3 组分优化 |
| 5.4 烧结工艺对材料力学性能及微观结构的影响 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及成果 |
| 致谢 |
（4）铁基粉末冶金零件孔隙特性与车削刀具研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 课题背景与意义 |
| 1.2 铁基粉末冶金零件的研究现状 |
| 1.2.1 粉末冶金工艺的发展 |
| 1.2.2 铁基粉末冶金零件材料特性研究 |
| 1.3 铁基粉末冶金零件的切削加工研究 |
| 1.3.1 铁基粉末冶金零件切削特性 |
| 1.3.2 铁基粉末冶金零件切削加工研究进展 |
| 1.4 技术路线与研究内容 |
| 1.4.1 技术路线 |
| 1.4.2 章节安排 |
| 2 铁基粉末冶金零件与车削刀具相关理论 |
| 2.1 孔隙特性与切削模型的建立 |
| 2.1.1 孔隙特性分析 |
| 2.1.2 孔隙碰撞下切削模型的建立 |
| 2.1.3 刀具温度模型 |
| 2.2 铁基粉末冶金零件和切削刀具 |
| 2.2.1 铁基粉末冶金零件 |
| 2.2.2 切削铁基粉末冶金所用刀具的种类 |
| 2.2.3 刀具切削参数的选用 |
| 2.3 Deform有限元分析软件的选择 |
| 2.4 本章小结 |
| 3 铁基粉末冶金零件车削仿真分析 |
| 3.1 铁基粉末冶金零件切削仿真的相关理论 |
| 3.1.1 铁基粉末冶金零件材料属性设定 |
| 3.1.2 Usui磨损模型选择与设定 |
| 3.1.3 仿真中网格划分设定 |
| 3.1.4 铁基粉末冶金零件切削过程的摩擦模型及其设定 |
| 3.1.5 铁基粉末冶金零件切削过程的温度设定 |
| 3.1.6 DEFORM车削分析处理步骤 |
| 3.2 铁基粉末冶金有限元模型 |
| 3.2.1 材料模型的建立 |
| 3.2.2 切削模型的建立 |
| 3.3 孔隙模型车削有限元仿真研究 |
| 3.3.1 孔隙的存在对车削影响仿真 |
| 3.3.2 车入孔隙方式对车削的影响 |
| 3.3.3 材料内部孔隙不均匀分布对车削的影响 |
| 3.4 不同刀具材料的有限元仿真研究 |
| 3.4.1 仿真方案 |
| 3.4.2 仿真流程与数据记录 |
| 3.5 不同车削参数的有限元仿真研究 |
| 3.5.1 仿真方案 |
| 3.5.2 仿真流程与数据记录 |
| 3.6 本章小结 |
| 4 铁基粉末冶金零件车削实验验证 |
| 4.1 实验条件 |
| 4.1.1 工件材料 |
| 4.1.2 加工机床 |
| 4.1.3 车削刀具 |
| 4.1.4 车削方式 |
| 4.1.5 测量设备 |
| 4.2 零件材料对比实验 |
| 4.2.1 实验方案 |
| 4.2.2 实验数据及分析 |
| 4.3 刀具材料对比实验 |
| 4.3.1 实验方案 |
| 4.3.2 实验数据及分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 刀具可靠性验证及技术应用 |
| 5.1 刀具可靠性实验及分析 |
| 5.1.1 实验方案及数据记录 |
| 5.1.2 可靠性统计分析 |
| 5.2 刀具磨损机理 |
| 5.2.1 刀具磨损机理 |
| 5.2.2 磨损模型 |
| 5.3 技术应用 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及成果 |
| 致谢 |
（5）以高熵合金作粘结剂的新型Ti（C,N）基金属陶瓷涂层刀具的制备及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题来源 |
| 1.2 Ti(C,N)基金属陶瓷刀具材料概述 |
| 1.2.1 Ti(C,N)基金属陶瓷的发展历史 |
| 1.2.2 Ti(C,N)基金属陶瓷的组织结构与性能特点 |
| 1.2.3 Ti(C,N)基金属陶瓷的应用现状及前景 |
| 1.2.4 粘结剂影响Ti(C,N)基金属陶瓷组织性能的研究现状 |
| 1.3 高熵合金概述 |
| 1.3.1 高熵合金组织性能及制备方法 |
| 1.3.2 高熵合金粘结剂的研究现状 |
| 1.4 刀具涂层概述 |
| 1.4.1 刀具涂层制备方法及种类 |
| 1.4.2 粘结相影响涂层性能的研究现状 |
| 1.5 本课题的研究意义、研究内容及技术路线 |
| 1.5.1 研究意义 |
| 1.5.2 研究内容 |
| 1.5.3 技术路线 |
| 第二章 实验材料和方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.2 CoCrCuFeNi高熵合金粉末的制备 |
| 2.3 Ti(C,N)基金属陶瓷的制备 |
| 2.3.1 混料球磨 |
| 2.3.2 掺胶造粒 |
| 2.3.3 压制烧结 |
| 2.4 PVD TiAlN涂层的制备 |
| 2.5 CVD TiN/Ti CN/Al_2O_3/TiN复合涂层的制备 |
| 2.6 金属陶瓷基体材料微观结构表征及性能检测 |
| 2.6.1 微观组织形貌及物相表征 |
| 2.6.2 密度和相对密度 |
| 2.6.3 基础力学性能 |
| 2.6.4 摩擦磨损实验 |
| 2.7 涂层金属陶瓷材料微观结构表征及性能检测 |
| 2.7.1 涂层的表面形貌、断面形貌、元素扩散检测 |
| 2.7.2 涂层的物相组成、择优取向、晶粒尺寸 |
| 2.7.3 涂层结合力 |
| 2.8 切削实验 |
| 第三章 以高熵合金作粘结剂的新型Ti(C,N)基金属陶瓷刀具基体材料研究 |
| 3.1 CoCrCuFeNi高熵合金(HEA)粉末的制备及表征 |
| 3.1.1 机械合金化过程的相演变分析 |
| 3.1.2 机械合金化过程的形貌分析 |
| 3.1.3 CoCrCuFeNi高熵合金粉末的成分分析 |
| 3.2 高熵合金粘结剂对Ti(C,N)基金属陶瓷组织性能的影响 |
| 3.2.1 HEA粘结剂在Ti(C,N)-HEA中的存在状态 |
| 3.2.2 HEA粘结剂对Ti(C,N)-HEA微观组织的影响 |
| 3.2.3 HEA粘结剂对Ti(C,N)-HEA成分分布的影响 |
| 3.2.4 HEA粘结剂对Ti(C,N)-HEA基础力学性能的影响 |
| 3.3 不同CoCrCuFeNi粘结剂含量对Ti(C,N)基金属陶瓷组织性能的影响 |
| 3.3.1 不同粘结剂含量Ti(C,N)-HEA的物相分析 |
| 3.3.2 不同粘结剂含量Ti(C,N)-HEA的微观组织分析 |
| 3.3.3 不同粘结剂含量Ti(C,N)-HEA的基础力学性能分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷刀具PVD和 CVD涂层研究 |
| 4.1 PVD TiAlN涂层的微观组织及性能 |
| 4.1.1 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体表面TiAlN涂层的微观组织 |
| 4.1.2 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体表面TiAlN涂层的性能 |
| 4.2 CVD TiN/Ti CN/Al_2O_3/TiN涂层的微观组织及性能 |
| 4.2.1 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体表面CVD涂层的微观组织 |
| 4.2.2 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷基体表面CVD涂层的性能 |
| 4.3 本章小结 |
| 第五章 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷材料的高温摩擦磨损行为和刀具切削行为表征 |
| 5.1 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷材料的高温摩擦磨损行为表征 |
| 5.1.1 HEA粘结剂对金属陶瓷基体材料摩擦系数的影响 |
| 5.1.2 HEA粘结剂对金属陶瓷基体材料磨损率的影响 |
| 5.1.3 HEA粘结剂对金属陶瓷基体材料磨损机制的影响 |
| 5.2 Ti(C,N)-HEA金属陶瓷PVD、CVD涂层刀具切削行为表征 |
| 5.2.1 未涂层和涂层Ti(C,N)-HEA刀具切削过程研究 |
| 5.2.2 未涂层和涂层Ti(C,N)-HEA金属陶瓷刀具磨损机理研究 |
| 5.3 本章小结 |
| 第六章 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间公开发表的论文 |
| 致谢 |
（6）陶瓷刀具的种类及发展趋势（论文提纲范文）
| 1 引言 |
| 2 陶瓷刀具的种类与应用 |
| 2.1 Al2O3基陶瓷 |
| 2.1.1 白陶瓷 |
| 2.1.2 黑陶瓷 |
| 2.1.3 金属陶瓷 |
| 2.1.4 晶须增强陶瓷 |
| 2.2 Si3N4基陶瓷 |
| 2.2.1 Si3N4陶瓷 |
| 2.2.2 复合Si3N4陶瓷 |
| 3 陶瓷刀具的应用 |
| 3.1 Al2O3基陶瓷刀具的应用 |
| 3.2 Si3N4基陶瓷刀具的应用 |
| 4 陶瓷刀具的现状 |
| 4.1 Al2O3基陶瓷材料的现状 |
| 4.2 Si3N4基陶瓷材料的现状 |
| 5 陶瓷刀具的发展趋势 |
| 6 结论 |
（7）精密金属陶瓷微铣刀的设计与制造及切削性能研究（论文提纲范文）
| 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 |
（8）自润滑陶瓷刀具高速铣削镍基高温合金表面完整性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 镍基高温合金的发展及其应用 |
| 1.2 自润滑陶瓷刀具的研究现状 |
| 1.3 高速切削加工技术的研究现状 |
| 1.4 镍基高温合金表面完整性的研究进展 |
| 1.4.1 表面完整性内涵 |
| 1.4.2 表面完整性的评价标准 |
| 1.4.3 镍基高温合金的高速加工特征 |
| 1.4.4 镍基高温合金在高速切削时的表面完整性 |
| 1.5 课题研究目的意义及主要内容 |
| 1.5.1 研究目的及意义 |
| 1.5.2 主要研究内容 |
| 第2章 自润滑陶瓷刀具制备及加工表面完整性研究方法 |
| 2.1 自润滑陶瓷刀具的制备与性能 |
| 2.1.1 纳米固体润滑剂的制备 |
| 2.1.2 刀具材料的制备 |
| 2.1.3 自润滑陶瓷刀具材料的力学性能与微观结构分析 |
| 2.2 铣削实验方案设计 |
| 2.2.1 正交实验参数设计 |
| 2.2.2 实验设备及测量设备的选择 |
| 2.2.3 加工材料的选择 |
| 2.3 表面完整性研究的表征参数与检测方法 |
| 2.3.1 主要表征参数 |
| 2.3.2 表征参数的检测设备及方法 |
| 2.3.3 检测流程 |
| 2.3.4 样件制备 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 铣削参数对表面完整性的影响分析 |
| 3.1 铣削实验结果 |
| 3.1.1 表面粗糙度 |
| 3.1.2 变质层和加工硬化 |
| 3.1.3 表面残余应力 |
| 3.2 实验结果的极差分析 |
| 3.3 铣削参数对表面完整性的影响 |
| 3.3.1 切削参数对表面粗糙度的影响 |
| 3.3.2 切削参数对变质层和加工硬化的影响 |
| 3.3.3 切削参数对残余应力的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 纳米固体润滑剂对表面完整性的影响分析 |
| 4.1 高速铣削镍基高温合金时的切削力和切削热 |
| 4.1.1 实验结果 |
| 4.1.2 实验结果的极差分析 |
| 4.2 切削参数对切削力和切削热的影响 |
| 4.2.1 切削参数对切削力的影响 |
| 4.2.2 切削参数对切削温度的影响 |
| 4.3 添加纳米固体润滑剂对表面完整性的影响机制及规律分析 |
| 4.3.1 添加纳米固体润滑剂对表面完整性影响机制分析 |
| 4.3.2 添加纳米固体润滑剂对已加工表面粗糙度的影响 |
| 4.3.3 添加纳米固体润滑剂对变质层和加工硬化的影响 |
| 4.3.4 添加纳米固体润滑剂对残余应力的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在学期间主要研究成果 |
| 一、发表学术论文 |
| 二、获得奖励 |
（9）金属间化合物Ni3Al强韧化Al2O3基陶瓷刀具材料的制备及其性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题研究背景 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 陶瓷刀具材料分类 |
| 1.2.2 陶瓷刀具材料的强韧化方式 |
| 1.2.3 Al_2O_3基陶瓷材料的研究现状 |
| 1.2.4 金属间化合物-陶瓷复合材料的研究现状 |
| 1.3 课题的研究目的和意义 |
| 1.4 论文的主要研究内容 |
| 第2章 金属间化合物粘结陶瓷刀具材料的设计 |
| 2.1 陶瓷刀具材料的设计原则 |
| 2.2 金属间化合物粘结陶瓷刀具材料体系确定 |
| 2.2.1 基体的材料选择 |
| 2.2.2 强化相的材料选择 |
| 2.2.3 粘结相的材料选择 |
| 2.3 化学相容性分析 |
| 2.4 物理相容性分析 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 Al_2O_3/TiB_2/Ni_3Al陶瓷刀具材料的制备及性能 |
| 3.1 Al_2O_3/TiB_2/Ni_3Al陶瓷刀具材料的制备 |
| 3.1.1 原材料细节 |
| 3.1.2 复合粉体制备 |
| 3.1.3 烧结成型工艺 |
| 3.2 力学性能测试方法 |
| 3.2.1 致密度的测量 |
| 3.2.2 维氏硬度的测量 |
| 3.2.3 断裂韧度的测量 |
| 3.2.4 抗弯强度的测量 |
| 3.3 反应烧结制备的ABN陶瓷刀具材料的性能 |
| 3.3.1 不同(Ni/25at.%Al)含量的ABN陶瓷刀具材料物相分析 |
| 3.3.2 (Ni/25at.%Al)含量对ABN陶瓷刀具材料力学性能的影响 |
| 3.3.3 ABN陶瓷刀具材料初始粉末及复合粉末显微形貌分析 |
| 3.3.4 (Ni/25at.%Al)含量对ABN陶瓷刀具材料显微结构的影响 |
| 3.3.5 (Ni/25at.%Al)含量对ABN陶瓷刀具材料断口形貌的影响 |
| 3.4 直接烧结制备ABNA陶瓷刀具材料的性能 |
| 3.4.1 不同Ni_3Al含量的ABNA陶瓷刀具材料物相分析 |
| 3.4.2 Ni_3Al含量对ABNA陶瓷刀具材料力学性能的影响 |
| 3.4.3 ABNA陶瓷刀具材料初始粉末及复合粉末显微形貌分析 |
| 3.4.4 Ni_3Al含量对ABNA陶瓷刀具材料显微结构的影响 |
| 3.4.5 Ni_3Al含量对ABNA陶瓷刀具材料断口形貌的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 Al_2O_3/TiB_2/Ni_3Al陶瓷刀具材料的摩擦磨损特性 |
| 4.1 摩擦磨损试验 |
| 4.1.1 试验条件 |
| 4.1.2 试验方案 |
| 4.1.3 测试方法 |
| 4.2 ABN陶瓷刀具材料的摩擦磨损性能 |
| 4.2.1 ABN陶瓷刀具材料对磨Si_3N_4 的摩擦磨损性能 |
| 4.2.2 ABN陶瓷刀具材料对磨GCr15 轴承钢的摩擦磨损性能 |
| 4.3 ABNA陶瓷刀具材料及的摩擦磨损性能 |
| 4.3.1 ABNA陶瓷刀具材料对磨Si_3N_4 的摩擦磨损性能 |
| 4.3.2 ABNA陶瓷刀具材料对磨GCr15 轴承钢的摩擦磨损性能 |
| 4.4 不同转速及载荷对ABN、ABNA陶瓷刀具材料的摩擦磨损性能影响 |
| 4.4.1 转速、载荷对ABN1摩擦系数和磨损率的影响 |
| 4.4.2 转速、载荷对ABNA3摩擦系数和磨损率的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间发表的学术论文及研究成果 |
（10）具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具的研制（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 自润滑陶瓷刀具的研究现状 |
| 1.2 表面包覆技术在陶瓷材料中的应用 |
| 1.2.1 粉体表面包覆技术 |
| 1.2.2 粉体表面包覆工艺 |
| 1.3 自修复陶瓷材料的研究现状 |
| 1.3.1 裂纹自修复的研究进展 |
| 1.3.3 陶瓷材料裂纹自修复机理研究 |
| 1.4 陶瓷裂纹自修复的影响因素 |
| 1.4.1 热处理温度与时间的影响 |
| 1.4.2 裂纹自修复气氛条件的影响 |
| 1.4.3 裂纹最大尺寸的影响 |
| 1.5 本课题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 Al_2O_3/TiC/TiB_2陶瓷刀具材料的制备表征及裂纹自修复行为 |
| 2.1 实验原料及制备工艺 |
| 2.1.1 实验原料 |
| 2.1.2 制备工艺 |
| 2.2 力学性能测试方法 |
| 2.2.1 试样制备 |
| 2.2.2 测试方法 |
| 2.3 力学性能和微观结构的分析 |
| 2.3.1 刀具材料的物相组成 |
| 2.3.2 TiB_2含量对刀具材料力学性能的影响 |
| 2.3.3 TiB_2含量对刀具材料微观结构的影响 |
| 2.4 刀具材料裂纹自修复行为的研究 |
| 2.4.1 裂纹自修复研究方法 |
| 2.4.2 刀具材料表面预制裂纹 |
| 2.4.3 热处理条件对刀具材料抗弯强度的影响 |
| 2.4.4 热处理条件对刀具材料裂纹微观形貌的影响 |
| 2.4.5 热处理条件对刀具裂纹试样断裂位置的影响 |
| 2.5 Al_2O_3/TiC/TiB_2 陶瓷裂纹自修复机理分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具的制备及表征 |
| 3.1 固体润滑剂与包覆材料的选择 |
| 3.2 包覆型固体润滑剂的制备及表征 |
| 3.2.1 实验原料与仪器 |
| 3.2.2 h-BN@Al_2O_3 包覆型固体润滑剂的制备 |
| 3.2.3 分析与表征 |
| 3.2.4 物相分析与微观形貌 |
| 3.3 具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具材料的制备 |
| 3.3.1 实验原料 |
| 3.3.2 制备工艺 |
| 3.4 刀具材料力学性能和微观结构分析 |
| 3.4.1 h-BN@Al_2O_3 的添加量对刀具材料力学性能的影响 |
| 3.4.2 物相分析和微观结构 |
| 3.5 h-BN@Al_2O_3 对刀具材料裂纹修复性能的影响 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具切削性能的研究 |
| 4.1 切削试验与方法 |
| 4.2 刀具材料的切削性能分析 |
| 4.2.1 切削速度的影响 |
| 4.2.2 进给量的影响 |
| 4.2.3 背吃刀量的影响 |
| 4.2.4 切削力的影响 |
| 4.2.5 切削温度的影响 |
| 4.3 刀具磨损形式分析 |
| 4.3.1 前刀面磨损 |
| 4.3.2 后刀面磨损 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 创新点 |
| 5.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在学期间主要研究成果 |
| 一、发表学术论文 |
| 二、发明专利 |
| 三、获得奖励 |
四、陶瓷刀具的发展与使用（论文参考文献）
- [1]新型刀具材料的研究现状[J]. 杨军,张海燕,樊俊珍. 包钢科技, 2021(03)
- [2]NbC添加量对粘结相高熵化的涂层金属陶瓷刀片材料的微观组织及机械性能的影响研究[D]. 苟青山. 四川大学, 2021(02)
- [3]基于微观结构演变模拟的陶瓷刀具工艺设计及制备[D]. 白祎凡. 西安工业大学, 2021(02)
- [4]铁基粉末冶金零件孔隙特性与车削刀具研究[D]. 魏伟. 西安工业大学, 2021(02)
- [5]以高熵合金作粘结剂的新型Ti（C,N）基金属陶瓷涂层刀具的制备及性能研究[D]. 王棕世. 四川大学, 2021(02)
- [6]陶瓷刀具的种类及发展趋势[J]. 史畅,刘泉桐,赵旋,李明冉. 佛山陶瓷, 2021(04)
- [7]精密金属陶瓷微铣刀的设计与制造及切削性能研究[D]. 王一顺. 山东大学, 2020
- [8]自润滑陶瓷刀具高速铣削镍基高温合金表面完整性研究[D]. 王本源. 齐鲁工业大学, 2020(04)
- [9]金属间化合物Ni3Al强韧化Al2O3基陶瓷刀具材料的制备及其性能研究[D]. 朱积慧. 湘潭大学, 2020(02)
- [10]具有自修复能力的自润滑陶瓷刀具的研制[D]. 季良刚. 齐鲁工业大学, 2020(02)