影响B50A224钢韧脆转变温度的因素

针对B50A224钢系列温度冲击试验数据,首先采用不同的方法进行拟合,通过比较得出双曲正切函数拟合得到的曲线更符合冲击功及脆性断面率随温度变化的规律,且能降低因冲击试样不均匀对由拟合曲线求得的韧脆转变温度的影响。然后分析了材料显微组织对韧脆转变温度的影响,找出了造成B50A224钢冲击试验出现异常数据的原因。最后通过改进热处理工艺,降低了该钢的韧脆转变温度,提高了其在低温下的抗冲击能力。     

冲击缺口类型对34CrNi1Mo钢韧脆转变温度的影响

对34CrNi1Mo钢分别进行V形和U形两种缺口类型的冲击试验,并绘制出剪切断面率与试验温度的曲线。通过曲线及韧脆转变温度的对比,分析缺口类型对34CrNi1Mo钢韧脆转变温度的影响。结果表明:不同缺口类型对34CrNi1Mo钢的韧脆转变温度有较大影响,U形缺口试样测得的韧脆转变温度低于V形缺口试样测得的韧脆转变温度。     

4130X钢韧脆转变温度的测定

采用V型缺口试样，通过系列温度的冲击试验．以冲击吸收功、纤维断面率的变化对4130X钢的韧脆转变温度进行了测定。试验结果表明，4130X钢韧脆转变温度为-40℃。     

921A钢的韧脆转变温度研究

采用V型缺口试样,以冲击吸收功、脆性断面率结合断口形貌的变化对921A钢的韧脆转变温度进行了测定与分析。试验表明,921A钢韧脆转变温度为FATT50=-100℃。     

夏比V型冲击试验的尺寸效应及工程应用

以Q245R钢板为对象,进行不同尺寸试样在系列温度下的夏比V型冲击试验,论证试验的尺寸效应。结果表明:不同尺寸试样获得的冲击吸收能量一般不可换算,且与试样截面积没有对应关系。不同尺寸试样获得的韧脆转变温度数据也不可直接比较,随着试样尺寸减小,韧脆转变温度向低温方向移动。低温条件下,小尺寸试样可能导致材料韧性被高估,建议对小尺寸试样的试验温度进行调整。     

船用低温钢的冲击断裂行为及韧脆转变温度曲线分析

为比较拟合韧脆转变温度曲线各方法的优劣,确定船用低温钢韧脆转变温度,研究其冲击断裂行为,在20℃至–196℃系列温度下对试验钢进行Charpy冲击试验,并对其金相组织和断口进行分析。结果表明:使用Boltzmann函数拟合韧脆转变温度曲线的物理意义明确;船用低温钢韧脆转变温度为(–97±5)℃;试验温度高于韧脆转变温度时,裂纹形核功及延性裂纹扩展阻力变化不明显,但裂纹脆性扩展的阻力和裂纹失稳后的止裂能力随温度下降有较明显的降低;试验温度低于韧脆转变温度后,裂纹形核功及延性裂纹扩展阻力随温度降低迅速减小;试验钢的有效晶粒为(3.1±0.4)μm,细小的有效晶粒尺寸,是保证其低温韧性良好,韧脆转变温度低的主要原因。     

风力发电机主轴用34CrNiMo6钢的韧脆转变温度分析

为获得风力发电机主轴用34CrNiMo6合金结构钢的韧脆转变温度,沿其径向不同位置处制取V型冲击试样,并在-110~25℃进行了夏比冲击试验,利用Boltzman函数对剪切断面率与温度进行拟合,得到韧脆转变温度曲线并获得脆性断面占50%所对应的试验温度(即FATT50)。利用扫描电镜分别观察试样脆性及韧性断口形貌,简要分析了该材料在脆性及韧性条件下的断裂行为。试验结果表明:该主轴用34CrNiMo6钢的韧脆转变温度在-50~-70℃,且主轴表面的韧脆转变温度比芯部的稍低。较高试验温度下试样塑性断口表现出典型的韧窝状形貌,随着试验温度的降低,逐渐向解理形貌过渡。     

用自动冲击机研究300M钢韧脆转变

北京航空航天大学研制的自动冲击机,可以重演试样冲击破坏过程,绘制、显示及打印冲力-时间、力-位移及能量-时间曲线。利用该设备对300M钢冲击功进行分解,自动快速地分析出材料受冲击后的屈服载荷、最大载荷、最大载荷之前消耗的冲击能量E_1(裂纹形成功)及最大载荷后消耗的冲击能量E_p(裂纹扩展功),以此绘制出E_1和E_p随试验温度变化的曲线,研究300M钢韧脆转变过程,确定转变温度。与常用的韧脆转变判据相比较,,用E_p或E_1作为韧脆转变判据,不仅方法简单、而且使韧脆转变温度的物理意义明确。     

35CrNi3MoV钢韧脆转变温度测定

通过系列温度冲击试验，采用Ｖ，Ｕ型缺口的试样，以冲击吸收功，纤维断面率结合断口微观形貌的变化对３５ＣｒＮｉ３ＭｏＶ钢的韧脆转变温度进行测定分析，试验表明：３５ＣｒＮｉ３ＭｏＶ钢韧脆转为温度为－６０℃。     

试样厚度对夏比冲击试验结果的影响

通过不同温度下的夏比摆锤冲击试验对非标准小尺寸V型缺口冲击试样的冲击吸收能量和侧膨胀值进行了分析,并结合力-位移曲线,研究了试样厚度对冲击试验结果的影响。结果表明:当试验温度高于韧脆转变温度时,冲击吸收能量与试样的横截面积有关,因此与厚度呈线性关系;而低于韧脆转变温度时,冲击吸收能量与试样厚度之间没有明显关系;试样的侧膨胀值、剪切断面率与厚度之间没有直接联系。随着试样厚度的减小,不稳定裂纹扩展起始力越来越小,从而导致冲击吸收能量减小。厚度越大试样吸收的能量越多,冲击过程中所受到的最大力也越大。     

有机玻璃在典型环境下的老化性能

在热空气（50℃）、湿热（50℃,85%R.H.）、紫外光（50℃,131 nm）、自来水（50℃）和盐水（3%NaCl,50℃）五种条件下对有机玻璃做了70d（天）左右的人工加速老化试验,然后对不同环境和不同老化时间的有机玻璃试样进行了力学性能测试,并进一步利用凝胶渗透色谱法（GPC）、示差扫描量热法（DSC）等手段,分析了老化前后有机玻璃试样的结构和组成差异,结合老化前后有机玻璃力学性能的变化,揭示了有机玻璃在五种条件下的老化规律和老化机理。     

CFRP加固火灾作用后圆钢管混凝土构件的侧向撞击性能研究

建立了火灾作用后和碳纤维增强复合材料(CFRP)加固受火后圆钢管混凝土构件的侧向撞击数值模型,通过不同试验分别验证了模型的准确性。分析了加固受火后构件的撞击全过程,对比了构件的撞击力、跨中挠度和截面弯矩。对构件的抗撞击承载力和抗弯承载力,塑性变形和吸能能力,以及内力分布与发展进行了分析,并给出构件在撞击荷载作用下跨中最大挠度简化计算公式,最后讨论了CFRP加固方式对受火后构件撞击性能的影响。结果表明:采用CFRP加固受火后构件的撞击力平台值和平均截面弯矩提高,跨中挠度和撞击持续时间明显减小,CFRP加固对构件的抗撞击性能和抗弯能力提升显著;构件的抗撞击承载力、抗弯承载力和吸能能力随着受火时间的增加逐渐降低;构件在跨中产生不同程度的塑性变形,其主要通过形成塑性铰吸收能量;在峰值阶段构件的弯矩和剪力分布形态与相应静态荷载作用时差异明显,但在平台阶段时其分布形态与静态荷载作用时一致;简化计算公式可以很好地计算构件撞击后的跨中最大挠度,CFRP加固方式对受火后构件的抗撞击性能影响明显。     

耐热钢时效后韧度与强度变化的机理

采用冲击试验仪器化试验方法和拉伸试验方法对汽轮机缸体用耐热钢不同状态（未经时效、经过593℃时效5600h）的动态断裂韧度及抗拉强度和塑性进行了研究,同时进行了SEM和物相分析。结果表明,在不同试验温度条件下,与未时效相比,经时效后材料的KId值和断口的侧膨胀值均有所降低;抗拉强度稍有增加,塑性略有降低。在时效试样的晶内与晶界处碳化物数量略有增加,主要是含铬的M23C6相有微量从基体中弥散析出;部分碳化物颗粒发生聚集和长大,试样中第二相平均粒径相对稍大。     

镍基钎料的相组成及其显微组织

采用光学显微镜、X射线衍射仪、电子探针及其能谱仪等仪器对五种不同化学成分的铸态镍基钎料的相组成和显微组织进行了分析。结果表明：五种镍基钎料的相组成和显微组织在一定程度上存在差异，但均为镍固溶体＋化合物共晶组织。     

热处理对Ba2Co0.6Zn1.0Cu0.4Fe12O22（Co2Y）铁氧体磁性能的影响

用化学共沉淀法制备均匀、细小、高活性的Y型平面六角铁氧体前躯体粉体,将前躯体在600-1050℃煅烧后在1000℃烧结,并对烧结样品进行表征,研究了热处理对Ba₂Co_0.6Zn_1.0Cu_0.4Fe₁₂O₂₂（Co₂Y）铁氧体性能的影响。结果表明,前躯体的颗粒粒度分布集中,粒径大小约为3μm。在较低温度（900℃）煅烧的样品能形成纯相Y型平面六角铁氧体;其比饱和磁化强度随着煅烧温度的升高而增大,对应磁环的起始磁导率先降低后增大;在900℃煅烧的样品σ_s≈17.262 A·m²·kg^-1、H_c≈5.146 kA·m^-1,频率为100 MHz,其μ_i≈3.7、Q≈13.4。     

钢中合金元素成分起伏对韧脆转变温度的影响

某材料为16MND5的压力容器筒体,在进行低温-20℃冲击试验时,取样位置邻近试样的冲击功却相差很大。通过对冲击功不同的试样分别进行金相检验、断口分析、化学成分分析以及能谱微区成分分析,找出了冲击功相差较大的原因。结果表明:冲击功较低试样中的钼和硅等元素微观聚集程度比冲击功较高试样中的严重,尤其是钼元素的微观聚集更为严重;由于合金元素钼和硅在钢中能提高钢的韧脆转变温度,因此偏聚严重就会导致材料在低温冲击时的冲击功相差较大;由此可以判定是由于热处理工艺不当,造成了钼和硅等合金元素的严重微观聚集,致使材料出现冲击韧度不均匀、相邻位置冲击功相差较大的问题。     

10CrNi3MoV钢埋弧焊接头冲击功的概率统计分布及处理

采用柯尔莫哥洛夫-斯米尔诺夫检验法（K-S检验法），对10CrNi3MoV钢埋弧焊接头的冲击功（Akv）的概率分布进行了研究。结果表明，Akv的概率统计分布为正态分布，对应可靠度为0．9，0．975和0．99时的安全冲击功为77．4J，68．8J和64．1J。     

真空热处理对NiCoCrAlTaY涂层／Ti62421S钛合金界面组织结构及元素扩散行为的影响

采用电弧离子镀（AII））技术在Ti62421s钛合金基体表面沉积NiCoCrAlTaY涂层。通过XRD、SEM与EDS能谱分析研究了不同真空热处理制度下NiCoCrAlTaY涂层／Ti62421s基体界面显微组织的变化和元素扩散行为。结果表明：沉积态的涂层主要由Cr2Ni3相、Al4Ni15Ta相和NiCoCr相组成。从750℃开始,NCoCrAlTaY涂层和钛合金基体有明显的界面反应,850℃真空热处理后界面出现明显的分层,析出Ni3（A1,Ti）、Ti（Ni,Co）和Ti2（Ni,Co）相;随着温度的升高,界面分层并加厚,同时出现kirkendall空位带,导致涂层退化。经950℃退火后涂层剥落,只有TiCr4相。650℃／3h、750℃／3h真空热处理过程中,涂层／基体界面发生Ni、Co、Ti元素互扩散,涂层中Ta和cr元素基本未向基体扩散。     

超细DADNBF的性能研究

为了研究超细颗粒5,7-二氨基-4,6-二硝基苯并氧化呋咱(DADNBF)的性质,采用溶剂-非溶剂法制备了超细DADNBF颗粒。研究了超细DADNBF的粒径分布、撞击感度、热稳定性、真空安定性、冲击波感度和飞片起爆感度等性能,并与普通DADNBF和超细HNS-Ⅳ进行比较。研究结果表明:DADNBF超细化后,样品粒度主要分布在0.035~0.316μm范围内;比表面积为25.1 m2/g;撞击感度H50为108 cm;DSC分解放热峰温为300℃,比细化前降低13℃;飞片起爆实验最低起爆电压为2.4 kV;冲击波感度X50=7.54 mm。超细DADNBF综合性能与超细HNS-Ⅳ接近。     

氧氩比和热处理对ZnO：Eu^3＋薄膜的结构及其发光性质的影响

用射频磁控溅射法在石英衬底上制备了ZnO：Eu^3＋薄膜,通过X射线衍射仪和荧光光谱仪对样品进行了表征,考察了氧氩比和退火工艺对其结构及发光性能的影响。结果表明：样品均呈现ZnO的六角纤锌矿结构,适当的氧氩比有利于ZnO的C轴择优取向的形成,高温退火会使晶粒尺寸增大;合适的氧氩比,尤其是退火工艺（700℃）可以促进ZnO基质（372nm）到Eu^3＋离子（^5Do-^7F2）之间的能量传递,但过多的氧及高温退火不利于稀土Eu^3＋离子465nm（^7Fo-^5D2）到611nm（^5Do-^7F2）的直接能量传递。