趙廣輝，張健，宋耀輝，李娟，李華英，帥美榮

不同淬火溫度下NM500/Q345復(fù)合板耐磨層的摩擦磨損性能研究

趙廣輝，張健，宋耀輝，李娟，李華英，帥美榮

（太原科技大學(xué) 太原重型機(jī)械裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，太原 030024）

耐磨鋼/碳鋼復(fù)合板不僅具有高強(qiáng)耐磨的雙重性能優(yōu)勢(shì)，還可以降低能耗及生產(chǎn)成本。針對(duì)不同淬火工藝研究該復(fù)合板耐磨層NM500的耐磨性，對(duì)NM500/Q345復(fù)合板進(jìn)行不同淬火溫度下的干滑動(dòng)摩擦磨損試驗(yàn)。借助顯微硬度計(jì)測(cè)量試樣表面的硬度，利用掃描電子顯微鏡（SEM）、白光干涉三維表面輪廓儀等分析該復(fù)合板耐磨層NM500的金相組織、磨痕的宏/微觀形貌以及磨損機(jī)理。研究結(jié)果表明，當(dāng)淬火溫度為860～920 ℃時(shí)，淬火前后的硬度差別很大，淬火后的試樣相比淬火前的試樣硬度有很大的提高，隨溫度的上升先增加再降低，在溫度為880 ℃時(shí)達(dá)到最高；摩擦因數(shù)曲線完全符合標(biāo)準(zhǔn)的干滑動(dòng)摩擦磨損曲線，先快速上升然后有一定程度下降，最后趨于平穩(wěn)；淬火后的磨損體積相比于淬火前會(huì)有很大程度減小，在淬火溫度為860 ℃時(shí)，磨損量最少，耐磨性最好。

NM500/Q345復(fù)合板；淬火；摩擦因數(shù)；磨損機(jī)理

隨著科學(xué)技術(shù)的進(jìn)步，機(jī)械設(shè)備的運(yùn)行速度加快，對(duì)零件耐磨性的要求也越來越高。當(dāng)一個(gè)設(shè)備及其零部件受到較為嚴(yán)重的磨損后，不僅可能會(huì)大幅度降低其生產(chǎn)效率，還可能造成極大的資金和材料浪費(fèi)，嚴(yán)重的磨損很有可能會(huì)直接導(dǎo)致重大人員傷亡事故，引發(fā)災(zāi)難性后果[1—2]。

傳統(tǒng)耐磨材料比如高錳鋼、耐磨鑄鐵鋼和低合金耐磨鋼等都具有較好的耐磨性，且它們都能夠同時(shí)承受較大的外力沖擊和較高的應(yīng)力，適用于惡劣的工況，用這些材料制造零部件可顯著提高機(jī)械設(shè)備的使用壽命。高錳鋼只有在高沖擊負(fù)荷的工作條件下，才能產(chǎn)生加工硬化，而在低沖擊工況下，高錳鋼的加工硬化能力得不到充分發(fā)揮[3]。耐磨鋼添加了較多的合金元素，極大增加了生產(chǎn)制造成本，因此利用價(jià)格相對(duì)低廉的Q345作為基層，以低合金鋼NM500作為覆層，通過真空熱軋法制備出高強(qiáng)耐磨復(fù)合板，該耐磨鋼復(fù)合板充分利用了基覆層金屬的性能優(yōu)勢(shì)，彌補(bǔ)了各自的不足，實(shí)現(xiàn)了性能互補(bǔ)，同時(shí)也節(jié)約了大量的稀缺貴金屬資源，降低能耗，這對(duì)于企業(yè)發(fā)展和國(guó)家經(jīng)濟(jì)建設(shè)具有重要的意義[4]。

目前，關(guān)于軋制態(tài)耐磨鋼-碳鋼的研究并不多，Li等[5]研究發(fā)現(xiàn)軋制壓下量的增加可以促進(jìn)NM500鋼與Q345鋼的冶金結(jié)合；邱俊等[6]研究發(fā)現(xiàn)經(jīng)過900 ℃的淬火和250 ℃的回火后，耐磨鋼與碳鋼Q345的復(fù)合界面接觸良好；蘭昆[7]利用熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)單道次下的耐磨鋼-碳鋼復(fù)合板界面的變形抗力進(jìn)行了研究；李晉等[8]研究了熱軋NM360/Q345R復(fù)合板在壓下率達(dá)到70%時(shí)，拉伸斷裂面平整，未出現(xiàn)分層。目前少有文獻(xiàn)在淬火工藝上對(duì)NM500/Q345的耐磨性能進(jìn)行研究。

文中以熱軋態(tài)NM500/Q345復(fù)合板為材料，通過不同溫度下的淬火工藝進(jìn)行熱處理，進(jìn)而去研究該復(fù)合板耐磨層NM500的耐磨性。

1 試驗(yàn)

1.1 方法

所用材料為真空熱軋的NM500/Q345復(fù)合板材，其主要成分如表1所示。通過線切割取20 mm× 15 mm×20 mm（長(zhǎng)×寬×高）的長(zhǎng)方體試樣，其中NM500層為8 mm，Q345層為12 mm。將其加熱到不同的溫度，保溫20 min，然后進(jìn)行水浴淬火，淬火溫度分別為860，880，900，920 ℃。淬火后，打磨并去除試樣NM500一側(cè)的氧化層，然后打磨拋光，以保證其粗糙度一致，再用酒精進(jìn)行沖洗并吹干備用。

表1 Q345的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

Tab.1 Chemical composition of Q345 (mass fraction) %

表2 NM500的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

Tab.2 Chemical composition of NM500 (mass fraction) %

試驗(yàn)在RTEC（MFT-5000）摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)的往復(fù)滑動(dòng)摩擦磨損模塊上進(jìn)行。采用直徑為6 mm的氮化硅陶瓷球，摩擦試驗(yàn)時(shí)間為30 min，頻率為1 Hz，試驗(yàn)載荷為150 N，摩擦方式為直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)，行程為6 mm （也就是1 s往復(fù)走12 mm，共循環(huán)1800次），如圖1所示。為減少誤差，所有試驗(yàn)均進(jìn)行3次。

1.2 表征形式

1.2.1 硬度

在維氏硬度計(jì)上進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，其載荷為4.9 N。為了避免偶然性，減少誤差，每一個(gè)試樣測(cè)22個(gè)點(diǎn)的硬度值，然后去除最大值與最小值后，再求平均值。

1.2.2 摩擦因數(shù)與磨損量

摩擦因數(shù)的動(dòng)態(tài)變化反映了摩擦副在干摩擦?xí)r的工作穩(wěn)態(tài)性，它是評(píng)定摩擦學(xué)材料摩擦性能的重要指標(biāo)之一。試驗(yàn)中的摩擦因數(shù)來源于RTEC（MFT-5000）摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)動(dòng)態(tài)測(cè)量，該試驗(yàn)機(jī)在線測(cè)量試驗(yàn)過程中的摩擦剪切力和正應(yīng)力，并基于簡(jiǎn)單黏著理論通過設(shè)定的數(shù)據(jù)采集頻率，使由測(cè)力傳感器獲取的摩擦剪切力正比于正應(yīng)力計(jì)算出平均摩擦因數(shù)[9]。文中采用室溫下的干摩擦，采樣頻率為100 Hz，精度為0.001。

圖1 RTEC球盤往復(fù)摩擦磨損工作示意

磨損是伴隨摩擦而產(chǎn)生的必然結(jié)果[10]。磨損量的值可以更加直觀地顯示材料的耐磨性。對(duì)文中產(chǎn)生的磨痕用該試驗(yàn)機(jī)的白光干涉三維表面輪廓儀進(jìn)行二維和三維的觀測(cè)，可獲得磨痕的宏觀形貌，并通過其軟件自身功能計(jì)算不同試驗(yàn)參數(shù)下的磨痕體積，為減少誤差，每一條劃痕計(jì)算3次，并求其平均值。通過試驗(yàn)機(jī)的白光干涉三維表面輪廓儀測(cè)定磨損后的表面形貌，通過其三維圖可以測(cè)得磨痕的深度、寬度。

1.2.3 微觀組織及磨損表面觀察

利用（ZIESS SIGMA FE-SEM）掃描電鏡，觀察分析NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500微觀組織及試樣磨損表面的微觀形貌。

2 結(jié)果與討論

2.1 組織與性能

圖2a—e顯示了NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500未進(jìn)行淬火與在不同溫度下淬火后的微觀組織變化，未淬火前的微觀組織主要為珠光體和鐵素體，淬火后全部轉(zhuǎn)化為板條狀馬氏體，其內(nèi)產(chǎn)生大量的微觀缺陷（如位錯(cuò)、孿晶及層錯(cuò)等等），使馬氏體強(qiáng)化，因此淬火后試樣的硬度有很大提升[11—13]。各淬火溫度下得到的組織均為馬氏體組織，且馬氏體呈板條狀。由于淬火溫度不同，得到的馬氏體尺寸大小也不同，隨著淬火溫度的提高，馬氏體板條束的尺寸也變得粗大。

如圖2f所示，NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500未經(jīng)過熱處理的試樣的平均表面硬度為212.163HV，經(jīng)過淬火后的各個(gè)試樣硬度均有所提升，其中淬火溫度在880 ℃時(shí)增長(zhǎng)最多，達(dá)到497.86HV，硬度增長(zhǎng)量達(dá)到135.29%；淬火溫度為860 ℃時(shí)，硬度達(dá)到490.217HV，硬度增長(zhǎng)量達(dá)到131.06%；當(dāng)溫度達(dá)到900 ℃和920 ℃時(shí)，硬度開始下降，在900 ℃時(shí)硬度達(dá)到414.92HV，硬度增長(zhǎng)量達(dá)到95.56%，在920 ℃時(shí)硬度達(dá)到404.927HV，硬度增長(zhǎng)量達(dá)到90.85%，因此，溫度為920 ℃時(shí)，硬度的提升最少。國(guó)標(biāo)GB/T 24186—2009《工程機(jī)械用高強(qiáng)度耐磨鋼板》規(guī)定，NM500的表面布氏硬度≥470，所以軋制NM500/ Q345復(fù)合板耐磨層NM500的表面硬度，在860 ℃和880 ℃淬火后滿足國(guó)標(biāo)規(guī)定的要求。淬火加熱溫度影響著奧氏體晶粒直徑和合金元素在鋼中的溶解度及分布狀態(tài)，過高的淬火溫度，容易使奧氏體化晶粒長(zhǎng)大，馬氏體s溫度降低，淬火后形成的馬氏體組織粗大，影響材料的力學(xué)性能[14]，使復(fù)合板耐磨層硬度隨著淬火溫度的升高呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。

圖2 NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500在不同溫度淬火后的微觀組織及硬度曲線

2.2 摩擦學(xué)性能

2.2.1 摩擦因數(shù)

在一個(gè)試驗(yàn)循環(huán)內(nèi)，不同試樣在相同試驗(yàn)條件下的摩擦因數(shù)如圖3所示。試樣的摩擦因數(shù)曲線呈現(xiàn)先快速上升，然后一定程度下降再緩慢上升逐漸趨于平穩(wěn)的趨勢(shì)。在初始磨損階段，摩擦因數(shù)整體呈上升趨勢(shì)且波動(dòng)較大，這是因?yàn)樵谠囼?yàn)開始階段，摩擦副的

表面是凹凸不平的，且滑動(dòng)開始階段摩擦副的接觸面為點(diǎn)接觸，單位面積的載荷非常大，而且進(jìn)行的是干摩擦，滑動(dòng)摩擦表面沒有潤(rùn)滑，因此摩擦因數(shù)快速上升[15]。在磨損過程中材料的表面溫度會(huì)隨著磨損的持續(xù)進(jìn)行而急劇上升，受材料表面溫度影響以及沿深度方向的溫度梯度方向影響，在接觸面會(huì)發(fā)生粘著磨損，磨屑會(huì)因?yàn)闇囟扔绊懻持趧澓凵?，?dǎo)致摩擦因數(shù)上升卻發(fā)生較大波動(dòng)。隨著磨損的繼續(xù)，發(fā)生粘著磨損減少，試樣的摩擦因數(shù)穩(wěn)定在一定的范圍，磨損試驗(yàn)進(jìn)入穩(wěn)定磨損階段。

如圖3所示，NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500淬火前后的摩擦因數(shù)是有較大差別的，淬火前的摩擦因數(shù)小于淬火后的，這可能是由于淬火后耐磨鋼硬度增加，耐磨性也隨之增加。淬火后，隨著溫度的升高，摩擦因數(shù)先增大后減小，在淬火溫度為900 ℃時(shí)，達(dá)到最大。

圖3 NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500不同溫度淬火后的球盤滑動(dòng)摩擦因數(shù)

2.2.2 磨痕宏觀形貌與磨損體積

試樣與對(duì)磨材料氮化硅陶瓷在滑動(dòng)摩擦磨損過程中會(huì)受到切應(yīng)力與壓應(yīng)力的共同作用。因材料淬火情況不同，致使在摩擦磨損過程中其材料去除機(jī)理也有所不同，從而導(dǎo)致磨痕的宏觀形貌不同。

圖4為NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500未淬火與不同溫度淬火后的試樣磨損表面劃痕的三維形貌及劃痕截面曲線，選取原始表面作參考面[16]。通過圖4a—e可以看到劃痕中間部分的宏觀形貌，從圖例可以看出不同試樣的寬度和深度有較大區(qū)別。由圖4f可以更加直觀地觀察到劃痕的深度和寬度，可以比較出未進(jìn)行淬火試樣的劃痕最大深度為45 μm，寬度為1.2 mm；淬火溫度為860 ℃時(shí)，劃痕最大深度為13 μm，寬度為0.7 mm；淬火溫度為880 ℃時(shí)，劃痕最大深度為15 μm，寬度為0.7 mm；淬火溫度為900 ℃時(shí)，劃痕最大深度為20 μm，寬度為0.7 mm；淬火溫度為920 ℃時(shí)，劃痕最大深度為32.5 μm，寬度為1.15 mm。

綜合圖4三維形貌結(jié)果可得，材料未進(jìn)行淬火時(shí)，磨損最嚴(yán)重，最大深度的值最大，寬度最寬；在860 ℃下完成淬火后，其磨損情況有很大的改善，最大深度的值最小，寬度最窄，磨損情況相對(duì)最好。

在摩擦磨損試驗(yàn)中，磨損量是耐磨性的重要體現(xiàn)之一[17]。采用Gwyddion軟件可以計(jì)算出劃痕的磨損體積。圖5顯示了耐磨層NM500原始材料與4種淬火溫度下的磨損體積值。淬火后相比淬火前磨損體積下降很多，耐磨性會(huì)有一定的提升。淬火溫度為860～920 ℃時(shí)，隨淬火溫度的上升，其磨損體積呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，淬火溫度為860，880，900，920 ℃時(shí)，平均磨損體積分別為0.030 02，0.039 51，0.060 51，0.117 41 mm3，相比較未淬火之前的平均磨損體積0.128 21 mm3，淬火溫度為860 ℃時(shí)下降最多，磨損量最少，耐磨性最好。與硬度結(jié)果相結(jié)合，可見此材料的最高硬度與最少磨損量并不在同一淬火溫度，且耐磨性與硬度不呈正比例關(guān)系。磨損量是摩擦副之間的硬度差與材料的組織、實(shí)際接觸面積等多種因素共同作用的結(jié)果。一般情況下材料的硬度越高，相對(duì)較軟的材料就不容易在其表面產(chǎn)生劃痕，硬度越高，材料的耐磨性能越好，故常將硬度值作為衡量材料耐磨性的重要指標(biāo)之一。但是耐磨性最好的材料不一定硬度高，耐磨要求的是嵌入性和摩擦順應(yīng)性，就是材料磨過后能最快地形成凹凸相配合的磨擦面。如果單純追求表面硬度，過硬的材料不容易磨合，反而會(huì)降低摩擦面的耐磨性。淬火溫度為860 ℃時(shí)，耐磨層NM500耐磨性最好，可能是此溫度下淬火溫度不高，原始奧氏體化晶粒細(xì)小，淬火后板條馬氏體塊細(xì)小，使耐磨層NM500表面有一定的強(qiáng)韌性，耐磨性最好。

2.2.3 磨損形貌與機(jī)理分析

室溫下，不同試樣在150 N載荷下進(jìn)行滑動(dòng)摩擦磨損后的表面磨損形貌見圖6a—e。可以看出，5個(gè)不同試樣的磨損機(jī)理皆以疲勞磨損為主，表面存在大量的鱗剝層及細(xì)小的犁溝劃痕。如圖6a所示，在150 N載荷下，未進(jìn)行熱處理的NM500表面存在大量的剝落層，且片層相對(duì)較大，疊壓明顯，磨屑大都以片層狀形式存在。在摩擦過程中產(chǎn)生的磨屑有一部分仍然會(huì)存在劃痕中，從而參與到了后續(xù)的摩擦過程中，被不斷碾壓、融合、斷裂、脫落，進(jìn)而形成剝落層。由于剝落層的硬度相對(duì)較小，其犁溝狀劃痕并不明顯，鱗剝狀片層邊緣翹起，周圍附著有片狀氧化物磨屑，可以看到其磨損機(jī)理，由粘著磨損轉(zhuǎn)化為疲勞磨損。由圖6b可知，在150 N載荷下，淬火溫度為860 ℃的試樣磨損表面以鱗剝狀片層為主，相對(duì)于未進(jìn)行熱處理的試樣片層顯得略小，斷裂邊緣基本沒有翹起，且片層狀疊壓現(xiàn)象基本沒有，較處理之前顯得更加緊密，磨損表面存在許多的顆粒狀磨屑以及有細(xì)微的犁溝狀劃痕，這是由于淬火后硬度明顯大幅度提高，在磨損過程中，高溫將磨屑融合成硬質(zhì)磨屑，從而參與到整個(gè)磨損過程，最終導(dǎo)致犁溝狀劃痕，其磨損機(jī)理主要為粘著磨損與疲勞磨損。由圖6c可知，在150 N載荷下，淬火溫度為880 ℃的試樣磨損表面以鱗剝狀層片為主，但是鱗剝片層較小，相對(duì)密集且較淺，在磨損表面存在較大的硬質(zhì)顆粒，該顆粒是由磨屑在高溫下形成，并且參與到后續(xù)的磨損過程中，形成犁溝狀劃痕，其磨損機(jī)理主要為粘著磨損和疲勞磨損。由圖6d可知，在150 N載荷下，淬火溫度為900 ℃的試樣磨損表面存在較淺的鱗剝狀層片與較深的點(diǎn)蝕坑，且磨屑基本以片層狀存在。點(diǎn)蝕疲勞坑始于摩擦磨損表層的裂紋，裂紋沿著試樣滑動(dòng)方向向試樣的亞表層擴(kuò)展，最終形成扇形點(diǎn)蝕疲勞坑，其磨損機(jī)理主要為點(diǎn)蝕疲勞磨損。由圖6e可知，在150 N載荷下，淬火溫度為920 ℃的試樣磨損表面存在脆性斷裂的片層以及有堆疊的碎屑狀氧化物，并且在表面還有較明顯的犁溝狀劃痕，其磨損機(jī)理主要為疲勞磨損和粘著磨損。

圖4 NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500不同淬火溫度下的三維形貌及磨痕截面曲線

圖6 復(fù)合板耐磨層NM500不同淬火溫度下的磨損形貌

按照經(jīng)典的Archard磨損定律，=/（為磨損量，為磨損系數(shù)，為載荷，為滑動(dòng)距離，為磨損表面硬度）[18]。從圖2f和圖5可以看出，860 ℃和880 ℃淬火溫度下的試樣，對(duì)應(yīng)的表面硬度較高，對(duì)應(yīng)磨損體積也較小，兩者差別不大，分別為0.030 02和0.039 51 mm3。淬火溫度為920 ℃時(shí)，試樣的表面硬度低，磨損較大。原始試樣，硬度最低，磨損體積最大，為0.128 21 mm3。

干摩擦前期，兩個(gè)接觸表面在正壓力作用下相對(duì)滑動(dòng)后互相擠壓產(chǎn)生塑性變形，在沒有潤(rùn)滑的作用下這種情況將逐漸惡化。材料表面局部接觸點(diǎn)附近累積了大量的剪切應(yīng)變，對(duì)表面造成犂削或局部區(qū)域產(chǎn)生粘著，又或是在表面形成微裂紋使局部區(qū)域剝落。上述情況的產(chǎn)生都將破壞接觸表面的完整性，引起表面粗糙化從而提高摩擦因數(shù)[19]，同時(shí)，在粗糙化的表面繼續(xù)重復(fù)摩擦即開始產(chǎn)生磨屑。如圖3中所示，860，880，900 ℃淬火溫度試樣，摩擦因數(shù)呈上升趨勢(shì)，920 ℃淬火溫度試樣摩擦因數(shù)減小，這可能與其微觀組織有關(guān)，860 ℃和880 ℃淬火試樣，表面硬度大，磨損表面剝落層相對(duì)小，而900 ℃淬火試樣，隨著表面硬度降低，剝落層增大（見圖5d），表面粗糙化，從而引起摩擦因數(shù)增大；920 ℃淬火試樣硬度進(jìn)一步下降，剝落層較軟，會(huì)嵌入表面，減小表面粗糙度，降低摩擦因數(shù)。

3 結(jié)論

1）對(duì)NM500/Q345復(fù)合板進(jìn)行不同溫度下的淬火熱處理，在淬火溫度為880 ℃時(shí)，覆層金屬NM500硬度達(dá)到最高，為497.86HV。

2）在摩擦磨損試驗(yàn)中，熱處理后NM500/Q345復(fù)合板耐磨層NM500的摩擦因數(shù)相比于熱處理前整體增大，且平均摩擦因數(shù)隨溫度上升先增大后減小，在900 ℃時(shí)達(dá)到最大。摩擦因數(shù)曲線整體趨勢(shì)為先迅速上升，然后一定程度下降，最后又小幅度上升趨于平穩(wěn)。

3）在試驗(yàn)過程中，隨熱處理溫度的不同，其磨損機(jī)理存在一定的變化，主要為粘著磨損和疲勞磨損，同時(shí)伴隨著少量的氧化磨損。通過分析熱處理前后及熱處理溫度對(duì)該材料耐磨性的影響，可得在熱處理溫度為860 ℃時(shí)，磨損體積最小，耐磨性最好。

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Friction and Wear Properties of Wear-Resistant Layer of NM500/Q345 Composite Plates at Different Quenching Temperature

ZHAO Guang-hui, ZHANG Jian, SONG Yao-hui, LI Juan, LI Hua-ying, SHUAI Mei-rong

(Coordinative Innovation Center of Taiyuan Heavy Machinery Equipment, Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China)

Wear-resistant steel and carbon steel composite plate not only has the advantages of high strength and wear resistance, but also reduces energy consumption and production cost. The wear resistance of wear-resistant layer NM500 of composite plate was studied according to different quenching processes. The dry sliding friction and wear experiments of NM500/Q345 composite plate were carried out at different quenching temperature. The surface harness of specimen was measured by microhardness tester. The microstructure of wear-resistant layer, macro/micro morphology of wear scar and wear mechanism were analyzed by scanning electron microscope (SEM) and white light interference three-dimensional surface profiler. When the quenching temperature was between 860 ℃ and 920 ℃, there was a great difference in hardness before and after quenching. The hardness of the quenched specimen was much higher than that of the specimen before quenching. With the increase of temperature, the hardness firstly increased and then decreased, and reached the highest at 880 ℃. The friction coefficient curve was in line with the standard dry sliding friction wear curve, which rose rapidly and then decreased to a certain extent, and finally tended to be stable. The wear volume after quenching is greatly reduced compared with that before quenching. When the quenching temperature is 860 ℃, the wear amount is the least and the wear resistance reaches the best.

NM500/Q345 composite plate; quenching; friction coefficient; wear mechanism

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.06.004

TG335.11

A

1674-6457(2021)06-0035-07

2021-07-06

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2018YFA0707305）；山西省自然科學(xué)基金（201903D121043）

趙廣輝（1986—），男，副教授，碩導(dǎo)，主要研究方向?yàn)檐堉平饘購(gòu)?fù)合材料工藝與技術(shù)。