常温合成二元保水剂PAMA的工艺优化

在室温下,利用酸碱中和热引发聚合反应,以丙烯酸(AA)和丙烯酰铵(AM)为共聚单体,分别以过硫酸钾(KPS)为氧化剂、亚硫酸钠(CAS)为还原剂,N,N-亚甲基双丙烯酰胺(NMBA)为交联剂,采用水溶液聚合法制取聚丙烯酸-丙烯酰胺高吸水性树脂(PAMA)。通过正交设计实验探讨该吸水性树脂合成的主要影响因素及优选制备工艺条件。实验表明:在AM用量1.575g,KPS 0.079g,CAS 0.095g,NMBA 0.047g,中和度80%的条件下,制得的PAMA其吸水倍率可达622g/g,吸盐倍率85g/g。     

铁基高温合金氧化物强化相的形成和演化

采用X射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)和能谱分析、差示扫描量热法(DSC)分析、金相观察和显微硬度测定,研究铁基合金Fe-14Cr-3W-5Ti-3Y-2.2O(质量分数,%)中氧化物弥散相的形成和演化过程,以及氧化物弥散相对铁基合金的强化作用。结果表明:在高能球磨过程中,TiH2、YH2和Fe2O3可以在雾化粉末Fe-14Cr-3W基体中充分固溶;在随后的压制、烧结过程中,当烧结温度为950℃时弥散相以Ti2Y2O7相的形式析出,其强化作用不明显,合金的显微硬度只有250HV;当烧结温度为1100℃时,烧结体致密度得到提高,弥散相强化效果显著,合金的显微硬度为798HV;随着烧结温度的提高,析出相粒子长大,合金的显微硬度降低。     

TiAl基合金的高温塑性变形行为

采用Gleeble-1500热模拟机在变形温度为1 000～1 150 ℃、应变速率为10~(-3)～10~0 s~(-1)的变形条件下,研究Ti-47Al-2Cr-0.2Mo(摩尔分数,%)合金的热变形行为.利用光学显微镜和扫描电子显微镜分析合金在不同变形条件下的组织演化规律.结果表明:流变应力随着应变速率提高和变形温度降低而增大;在变形过程中,流变应力随着变形量增大而增大,当流变应力达到峰值后趋于平稳,表明合金在变形过程中发生了动态再结晶;热变形过程的流变应力可采用双曲正弦本构关系来描述,平均激活能为337.75 kJ/mol;从合金的组织演化过程中可以看出,合金中不均匀的原始组织得到明显均匀化,变形后的组织是由α_2/γ层片晶团和γ晶粒组成的双态组织,在α_2/γ层片晶团和γ晶粒的晶界交界处发现分布均匀的B_2相,并且随着变形温度升高B_2相数量逐渐减少.     

球磨对雾化铁基合金14YWT粉末烧结性能的影响

采用惰性气体雾化法制备铁基预合金粉末14YWT,然后进行高能球磨;对雾化粉末和球磨后的雾化粉末分别进行压制和真空烧结,通过测定烧结收缩曲线研究粉末的烧结行为,并分析其烧结机制。结果表明:未球磨的雾化粉末在20～770℃因受热发生膨胀,在770～1250℃粉末颗粒间出现烧结收缩,膨胀率略有降低,在1 250℃发生明显的烧结收缩,原始颗粒边界逐渐消失;烧结温度从1 250℃提高到1 400℃时,粉末原始颗粒界面基本消失,再结晶基本完成,密度、孔隙度和硬度分别为6.56 g/cm3,1.03%和70.2HB。球磨后的雾化粉末由于粒度更细,并形成高密度位错和缺陷浓度,在1 100℃发生明显的烧结收缩,1 400℃时再结晶基本完成,合金的密度和硬度分别为7.26 g/cm3和71.7HB,明显高于未球磨的雾化铁基合金粉末烧结体的相应密度和硬度。     

第二组元对铁基高温合金显微组织的影响

采用气体雾化法制备Fe-12Cr-2.5W-0.4Ti-0.25(Y2O3)铁基合金粉末,分别在该粉末中添加1%Al粉和1%Fe2O3粉,在1 250℃下热挤压,随后在1 050℃热处理。通过X射线衍射、扫描电镜和光学显微镜等研究Al和Fe2O3对铁基合金热挤压和热处理态显微组织的影响。结果表明:与基体合金相比,Al的添加可促进铁素体基体中元素的扩散,导致晶粒尺寸增大,同时由于Fe、Al互扩散系数的差异引起柯肯达尔效应,使合金孔隙度增大;添加Fe2O3后合金的孔隙度更大,氧化物和大量残余孔隙阻碍晶粒长大,因而晶粒尺寸减小。3种合金在1 050℃进行热处理时晶粒的长大规律均满足BECK方程,添加Al可提高合金的晶粒生长指数,而添加Fe2O3则相反。     

粉末冶金Ti-1.5Fe-2.25Mo钛合金的热变形本构方程

采用元素粉末法制备Ti-1.5Fe-2.25Mo合金,在Thermec-Master Z热模拟机上对该合金进行等温压缩试验。实验温度为650～900℃,变形速率0.01～10 s-1。以经典的双曲正弦形式的模型为基础,对热模拟真应力-真应变曲线进行计算和分析,建立粉末冶金Ti-1.5Fe-2.25Mo合金高温本构方程。研究表明,β相区等温压缩时,合金流变应力快速达到峰值然后进入稳态流变变形阶段,应力指数n=4.24,应变激活能Q=378.01 kJ/mol。而在α+β两相区等温压缩时,合金在较低应变速率(≤0.1 s-1)下,曲线经过应力峰后出现不同程度的加工软化现象;在应变速率≥1 s-1条件下,呈现出1种稳态变形,热变形的应力指数n=6.77,应变激活能Q=257.73 kJ/mol。所得结果为粉末冶金钛合金锻造成形提供了一定的理论依据。     

磷化工技术评价决策支持系统开发

根据决策支持系统理论,以微软SQL Server 2005数据库管理开发系统软件和J2EE技术为开发工具,构建了磷化工技术评价决策支持系统。描述了该系统构建的基本框架、流程、功能和运行步骤,并提供了电炉制黄磷工艺实例。该系统将为磷化工技术评价提供辅助决策和评判功能。     

Ti(C,N)基金属陶瓷抗弯强度的Weibull分析

作为金属切削工具材料,Ti(C,N)基金属陶瓷强韧性的可靠性是制约其推广应用的主要因素。由于Ti(C,N)基金属陶瓷比WC基硬质合金脆性更大,其强韧性对内外缺陷更敏感,抗弯强度分散性更大,使用时,极易出现突然断裂,失效可预测性低。本文采用Weibull统计强度理论以及双样本t检验的方法对工业化批量生产的Ti(C,N)基金属陶瓷的抗弯强度(TRS)的可靠性及其主要影响因素进行分析。结果显示,物料批次、烧结炉次(烧结气氛)对抗弯强度的分散性有显著影响。同物料批次、同炉次烧结的Ti(C,N)基金属陶瓷样本的抗弯强度具有较大的Weibull模数,最高可达m=41.64,而多物料批次、多炉次烧结样本的抗弯强度的分散性较大,Weibull模数约为10~15,特征强度约为(2350±150)MPa。抗弯强度的Weibull分布还受到样品尺寸的影响,小尺寸样品的特征强度更大,但Weibull模数更小。     

铸造TiAl基合金的热变形行为及加工图

通过高温压缩模拟试验结果建立TiAl基合金的热加工图,结合扫描电镜、透射电镜等试验手段,研究铸造TiAl基合金在温度为1 000~1 150℃、应变速率为0.001~1 s 1范围内的热变形行为。结果表明:铸造TiAl基合金是温度、应变速率敏感材料,其流变应力随温度升高和应变速率降低而降低。铸造TiAl基合金的高温变形机制以层片晶团的扭折、弯曲及动态再结晶过程为主。在高温(1 150℃),低应变速率(≤0.01 s 1)下变形后,铸态组织中β相含量明显减少直至消除。在变形温度1 150℃、应变速率0.001 s 1下变形时,铸造TiAl基合金未发生超塑性变形;此时由于动态再结晶晶粒异常长大导致加工图上该区域功率耗散值未达到最大,而是有减小的趋势。     

热处理对Fe基非晶合金涂层的相组成及摩擦磨损行为的影响

采用爆炸喷涂技术在Q235不锈钢基体上制备Fe基非晶合金涂层,在500~700℃下对涂层进行热处理,研究热处理温度对涂层的相组成和摩擦磨损性能的影响。结果表明:随热处理温度升高,涂层中非晶相含量明显减少,700℃热处理后,非晶相含量(体积分数)由热处理前的85.54%降至38.94%;热处理后涂层结构变得更致密;喷涂态涂层的平均显微硬度为1 095.6 HV0.05,500℃热处理后硬度变化不大,随热处理温度升高呈缓慢上升的趋势;与喷涂态涂层相比,500和600℃热处理后涂层的平均摩擦因数稍有增加,而700℃热处理后平均摩擦因数减小15%;热处理温度为600℃时涂层的磨损量较热处理前降低20%,耐磨性能最好,而热处理温度为700℃时涂层的质量磨损增大到热处理前的3倍以上,主要是涂层晶化相明显增加,氧化物含量增多,涂层变脆所致;磨损机制为则由喷漆态的粘着磨损向磨粒磨损,再到二者混合机制磨损转变。