自由浮动凹模闭式模锻的上限分析

符号说明 H_0、H(H_(i-1))——坯料的原始高度与经i-1次小变形后中心部分的高度。 R_1、R_2、R_3——凹模内径、冲头半径及活动凹模突肩处的半径。λ_1、λ_2、η_、η_2——比值:λ_1=R_2~2/(R_1~2-R_2~2);λ_2=R_3~2/(R_1~2-R_3~2);η_1=R_2/R_1;η_2=R_3/R_1。 (?)_0,(?)_1——上模下移速度与凹模筒移动速度。 (?)_(Z1)、(?)_(ri)、(?)_(θ1)——第i变形区的轴向、径向和切向流动速度。 (?)_(AE)、(?)_(BF1)、(?)_(BF2)——初始阶段第i变形阶段开始瞬闻金属流入上、下腔的速度和终了阶段金属流入下腔的速度。     

ACTIVATION ENERGY OF ELECTROMIGRATION IN THIN METAL FILMS

电迁移过程中试样内非平衡缺陷的积累使电阻增大,其电阻变化率为:d(ΔR/R_0)/dt=cmj~2ρ~(3/2)Z_i~*eD_0/λ~(1/2)kT exp(-Q/kT)和d(ΔR/R_0/dt)=c_1mj~2ρ~(3/2)Z_i~*eD_0(2(T-T_e)+α(T-T_e)~2)~(1/2)/λ~(1/2)kT exp(-Q/kT) 用此二式可精确确定金属薄膜的电迁移激活能。用第一式确定的Al-3.2％Cu合金薄膜的电迁移激活能Q=0.65±0.04eV;用第二式处理Hummel的实验结果,则纯Al薄膜的Q值与原作者一致。     

MECHANISM OF HYDROGEN FACILICATED CLEAVAGE IN TITANUM ALUMINIDE

Both hydrogen induced cracking and overload crack initiated at same characteristic distance,r~*,within the plastic zone along the slip line when the plastic zone developed to a critical ex-tent.For the overload crack.K_(IC)=αr~*~(1/2)[σ_F~((n+1)/2n)/σ_(ys)~((1-n)/2n)],σ_F=σ_0+g[2μbσ_(th)/π~2L(1-v)]~(1/2)For the hydrogen induced cracking:K_(IH)=αr~*~(1/2)[σ_F(H)~((n+1)/2n)/σ_(ys)(H)~((1-n)/2n)],σ_F(H)={σ_0(H)+g[2μbσ_(th)(H)/π~2L(1-v)]~(1/2)}/kHydrogen pomoting the dislocation multiplication and motion would result in σ_0(H)<σ_0,k>1,Therefore,hydrogen promoting the cleavage fracture in titanum aluminide can be dueto that hydrogen facilitates the local plastic deformation,which results in σ_F(H)<σ_F and thenK_(IH)相似文献   

金属薄膜的电迁移激活能

电迁移过程中试样内非平衡缺陷的积累使电阻增大,其电阻变化率为:d(ΔR/R_0)/dt=cmj~2ρ~(3/2)Z_i~*eD_0/λ~(1/2)kT exp(-Q/kT)和d(ΔR/R_0/dt)=c_1mj~2ρ~(3/2)Z_i~*eD_0(2(T-T_e) α(T-T_e)~2)~(1/2)/λ~(1/2)kT exp(-Q/kT) 用此二式可精确确定金属薄膜的电迁移激活能。用第一式确定的Al-3.2%Cu合金薄膜的电迁移激活能Q=0.65±0.04eV;用第二式处理Hummel的实验结果,则纯Al薄膜的Q值与原作者一致。     

STRESS CORROSION OF HIGH STRENGTH STEELS IN WATER MEDIUM

本文对应力腐蚀试验的WOL型恒位移试样作了评述.并用它测量了四种高强度钢在水介质中的止裂K_(Iscc)和da/dt.对其中的30CrMnSiNi_2A钢研究了强度和组织的影响.结果表明,对同一类热处理,随强度下降K_(Iscc)提高.当强度相同时,等温后回火组织的K_(Iscc)明显比马氏体组织和不回火贝氏体组织高得多.当强度σ_b≤130—140kgf/mm~2时,裂纹扩展情况发生变化,K_(Iscc)明显升高、da/dt也大幅度下降. 用不同曲率(ρ)的恒位移缺口试样测量缺口形成应力腐蚀裂纹的界限应力强度因子K_(Iscc)(ρ),结果表明: K_(Iscc)(ρ)=B ρ≤ρ_0 Aρ~(1/2) ρ>ρ_0A是材料常数.对σ_b=161 kgf/mm~2的30CrMnSiNi_2A钢,A=426kgf/mm~2. 根据实验数据,运用线弹性断裂力学对30 CrMnSiNi_2A钢高强度螺栓的应力腐蚀断裂事故进行了定量分析,给出了提高螺栓安全性的具体办法.     

高强度钢水介质应力腐蚀研究

本文对应力腐蚀试验的WOL型恒位移试样作了评述.并用它测量了四种高强度钢在水介质中的止裂K_(Iscc)和da/dt.对其中的30CrMnSiNi_2A钢研究了强度和组织的影响.结果表明,对同一类热处理,随强度下降K_(Iscc)提高.当强度相同时,等温后回火组织的K_(Iscc)明显比马氏体组织和不回火贝氏体组织高得多.当强度σ_b≤130—140kgf/mm~2时,裂纹扩展情况发生变化,K_(Iscc)明显升高、da/dt也大幅度下降. 用不同曲率(ρ)的恒位移缺口试样测量缺口形成应力腐蚀裂纹的界限应力强度因子K_(Iscc)(ρ),结果表明: K_(Iscc)(ρ)=B ρ≤ρ_0 Aρ~(1/2) ρ>ρ_0A是材料常数.对σ_b=161 kgf/mm~2的30CrMnSiNi_2A钢,A=426kgf/mm~2. 根据实验数据,运用线弹性断裂力学对30 CrMnSiNi_2A钢高强度螺栓的应力腐蚀断裂事故进行了定量分析,给出了提高螺栓安全性的具体办法.     

THERMODYNAMICS OF BAINITIC TRANSFORMATION IN Cu-24 at.-% Al ALLOY

Two driving forces △G~((β_1)+α')and △G~(β_1→β_2+α)for the bainitic transformation have been calcu-lated for Cu-24 at.-% Al alloy.Results reveal △G~(β_1→α')>0 within the transformation tem-perature range 600—750 K.Therefore,the bainitic transformation cannot be initiated by theβ_1→α' shearing mechanism.On the other hand,the driving force △G~(β_1→β_2+α)to produce 5% ofthe α becomes negative only when the composition of the α satisfiesx_(Al)~α≤0.204 at 700 K or x_(Al)~α=0.209 at 750 K.So the bainitic transformation can only proceedby β_1→β_2+α diffusional reaction with different diffusion amount at different temperatures.     

STRENGTHENING OF THE Fe-0.04Nb-0.02C ALLOY

Fe-0.04Nb-0.02C合金经1175—900℃轧制并随即在600℃等温处理后,获得直径为7—22微米等轴细晶粒的α-Fe。在α-Fe中保留相当数量的三维和二维位错网络,并沉淀析出细小的NbC粒子。通过细化晶粒,NbC第二相粒子和位错亚结构的综合强化,合金下屈服强度可提高到35—38公斤/毫米~2。下屈服强度σ_(1y)与晶粒的平均直径d之间的关系符合Hall-Petch公式: σ_(1y)=σ_i+k_yd~(-(1/2)) 其中k_y=2.2公斤/毫米~(3/2);对于600℃等温30秒,40分及3小时者,σ_i分别为21.5,13.5及13.5公斤/毫米~2。理论计算结果表明,σ_i值是NbC第二相粒子弥散强化,位错亚结构强化和点阵阻力对屈服强度贡献σ_p,σ_d和σ_1的叠加,即 σ_i=σ_p+σ_d+σ_1 合金的位错密度随拉伸变形程度的增高而增加。平均位错密度ρ与对应的流变应力值σ_f的关系可表达成下式 σ_f=σ_0+αGbρ~(1/2) 其中α=0.37;σ_0是除位错交互作用外其他因素对流变应力的贡献,对于600℃等温30秒,40分和3小时者,σ_0分别为34,30及30公斤/毫米~2。 在α-Fe中沉淀析出的NbC粒子周围观察到“沉淀生长”位错圈,对其形成机理进行了分析,它们的强化作用尚需进一步探明。     

Fe-0.04Nb-0.02C合金的强化

Fe-0.04Nb-0.02C合金经1175—900℃轧制并随即在600℃等温处理后,获得直径为7—22微米等轴细晶粒的α-Fe。在α-Fe中保留相当数量的三维和二维位错网络,并沉淀析出细小的NbC粒子。通过细化晶粒,NbC第二相粒子和位错亚结构的综合强化,合金下屈服强度可提高到35—38公斤/毫米~2。下屈服强度σ_(1y)与晶粒的平均直径d之间的关系符合Hall-Petch公式: σ_(1y)=σ_i+k_yd~(-(1/2)) 其中k_y=2.2公斤/毫米~(3/2);对于600℃等温30秒,40分及3小时者,σ_i分别为21.5,13.5及13.5公斤/毫米~2。理论计算结果表明,σ_i值是NbC第二相粒子弥散强化,位错亚结构强化和点阵阻力对屈服强度贡献σ_p,σ_d和σ_1的叠加,即σ_i=σ_p+σ_d+σ_1 合金的位错密度随拉伸变形程度的增高而增加。平均位错密度ρ与对应的流变应力值σ_f的关系可表达成下式σ_f=σ_0+αGbρ~(1/2) 其中α=0.37;σ_0是除位错交互作用外其他因素对流变应力的贡献,对于600℃等温30秒,40分和3小时者,σ_0分别为34,30及30公斤/毫米~2。在α-Fe中沉淀析出的NbC粒子周围观察到“沉淀生长”位错圈,对其形成机理进行了分析,它们的强化作用尚需进一步探明。     

γ-NiS加压氧化酸浸动力学的研究

研究了110—160℃及po_2<4900 kPa条件下,硫酸溶液中γ-NiS(针镍矿)氧化浸取动力学。浸取速率过程可用表面无固体生成物沉积的核心收缩模型描述,如 1-(1-α)~(1/3)=(k/ρr_0)t=Kt浸取速率在pH<2.5时,与H~ 浓度无关;pH>2.5时,为pH值的一个函数。浸取反应对氧分压来说为0.5级。反应的表观活化能为97.5kJ·mol~(-1),pH<2.5时,上式中的速率常数可表示为 K=1.45×10~5(4.55 1/(?)_0)P_(O_2)~(1/2)[H~ ]~(?)e~(-11720/T)溶液中少量Cu~(2 ),Ag~ 的存在,降低了对γ-NiS的浸取速率。     

离子渗氮层的氮浓度分布函数及计算机仿真

本文研究了在不同离子渗氮条件下,纯Fe,45,40Cr,42C1Mo和38CrMoAl钢等五种材料离子渗氮层长大动力学的数学模式,在此基础上,利用仿型积分法,推导出离子渗氮层的氮浓度分布函数: C_ε=C_(min)~ε+P_4/ξ_(10)(ξ_1-x)+P_5/ξ_(10)~2(ξ_1-x)~2, C_γ′=C_(min)~γ′+P_1/ξ_(21)(ξ_2-x)+P_2/ξ_(21)~2(ξ_2-x)~2, C_α=C_(min)~α+C_(33)/ξ_(33)~3(ξ_3-x)~3利用上面数学模式,进行计算机仿真,与实验结果符合良好.     

THE KINETICS OF SULPHURIC ACID LEACHING OF SYNTHETIC γ-NiS UNDER OXYGEN PRESSURE

研究了110—160℃及po_2<4900 kPa条件下,硫酸溶液中γ-NiS(针镍矿)氧化浸取动力学。浸取速率过程可用表面无固体生成物沉积的核心收缩模型描述,如 1-(1-α)~(1/3)=(k/ρr_0)t=Kt浸取速率在pH<2.5时,与H~+浓度无关;pH>2.5时,为pH值的一个函数。浸取反应对氧分压来说为0.5级。反应的表观活化能为97.5kJ·mol~(-1),pH<2.5时,上式中的速率常数可表示为 K=1.45×10~5(4.55+1/(?)_0)P_(O_2)~(1/2)[H~+]~(?)e~(-11720/T)溶液中少量Cu~(2+),Ag~+的存在,降低了对γ-NiS的浸取速率。     

马氏体相变开始温度与母相晶粒度的热力学关系

本文通过热力学推导,建立了在母相均匀条件下Ms温度与母相晶粒尺寸d的关系式:M_s-T_ o’=[A-Bd~[-1]/2]~[1/2]-C 式中A、B、C为与合金的热力学常数及Hall-Petch公式中σ_0、k有关的常数,T_0′为△G~(α→γ)(T)的泰勒展开式的展开温度。对于Fe-31Ni合金,以上式算出的Ms～d的关系与实验值符合得很好。最后,指出了上式的实际应用。     

Cu-Al合金贝氏体相变热力学

对x_(Al)=0.24合金贝氏体相变的两种机制的相变驱动力ΔG~(p_1→a’)及ΔG~(β_1→β_2~(+a))进行了热力学计算,结果表明,在贝氏体相变温度范围680—750K内,ΔG~(β_1→α’)>0,这说明贝氏体相变的开始不可能按β_1→α’的切变型机制进行,在700K只产生5%的α时,α的成分至少降到x_(Al)~α=0.204,才能使ΔG~(β_1→β_2~(+α))<0,而在750K,则至少需满足x_(Al)~α≤0.209,才有ΔG~(β_1→β_2~(+α))<0,说明贝氏体相变须按β_1→β_2+α扩散型机制进行,且转变温度不同,所需扩散量也不同。     

AN X-RAY DOUBLE DIFFRACTION LINE METHOD FOR MEASURING COMPOSITION OF CUBIC CRYSTAL SYSTEM SOLID SOLUTION

将精确测定点阵参数的单波双线和双波双线法用于符合Vegard定理的连续固溶体和有限固溶体的组分测量。推导了立方晶系连续固溶体中一种组分x与双线衍射角差δ_x的关系 x≈(δ_x-δ_0)/(δ_1-δ_0)其中δ_1,δ_0,δ_x分别为x=1,C,x时双线Bragg角的差,并从典型例子和实验上验证了这个理论方程。对偏离上述线性关系的情形,引入修正项△x,其满足抛物线方程,故最后得 x≈(δ_x-δ_0)/(δ_1-δ_0)+Δx最大4((δ_x-δ_0)(δ_1-δ_x))/(δ_1-δ_0)~2这样就消除了线性近似引入的误差。最后,简要讨论了两种方法的误差。由于整个实验只要求测量衍射角差,消除了零位和试样偏心的影响,因此方法简便、迅速、具有一定的适用性。     

立方晶系固溶体组分测量的X射线双衍射线法

将精确测定点阵参数的单波双线和双波双线法用于符合Vegard定理的连续固溶体和有限固溶体的组分测量。推导了立方晶系连续固溶体中一种组分x与双线衍射角差δ_x的关系x≈(δ_x-δ_0)/(δ_1-δ_0)其中δ_1,δ_0,δ_x分别为x=1,C,x时双线Bragg角的差,并从典型例子和实验上验证了这个理论方程。对偏离上述线性关系的情形,引入修正项△x,其满足抛物线方程,故最后得x≈(δ_x-δ_0)/(δ_1-δ_0) Δx最大4((δ_x-δ_0)(δ_1-δ_x))/(δ_1-δ_0)~2这样就消除了线性近似引入的误差。最后,简要讨论了两种方法的误差。由于整个实验只要求测量衍射角差,消除了零位和试样偏心的影响,因此方法简便、迅速、具有一定的适用性。     

关于自动线螺旋排屑装置的设计参数

目前在自动线上广泛地采用螺旋输送器进行排屑。推动切屑的轴向分速度V_1的大小,影响到螺旋输送器的效率Q。对于立式和倾斜式螺旋输送器的轴向速度可以根据如下的等式来确定。 V_1=ω_0rsinαsinβ/sin(α β)………………………………(1)式中:ω_0——螺杆转动角速度(1/秒);r——螺旋输速器壳体半径(米);α——螺旋线 升角(度);β——推动切屑的绝对速度方向和移送速度方向之间的夹角(度)。 由等式(1)可知,速度V_1是升角α的函数。格利戈里耶夫提出了能确保具有最大轴向推料速度,因而可以使螺旋输送器获得最高效率的外缘螺旋线升角的理论关系式: 对于卧式螺旋输送器 α卧=(45°-φ_1/2)………………………………( 2)     

RESISTIVITY ANOMALY IN METALLIC GLASSES(Fe_(1-x)Co_x)_(78)Si_(9.5)B_(12.5)

用四端引线法测量了4.2K到室温的非晶态(Fe_(1-x)Co_x)_(18)Si_(9.5)B_(12.5)(x=0—1.0)合金的电阻率。结果表明,x=0—1.0的所有样品都出现了电阻率与温度关系的极小值。电阻率极小值温度T_(min)随Co含量x的增加而增加,在x=0.9时出现极大值。在T_(min)温度以下,电阻率与温度关系符合-lnT规律。x=0.5—1.0的样品,电阻率与-lnT关系出现两个斜率。在T_(min)温度以上,约100K以下电阻率符合T~2规律,在约100K以上电阻率则按T~(3/2)规律变化。实验结果表明,约在9.5K和100K温区,电阻率与温度关系可近似表达为:ρ/ρ_(min)=ρ_0+AlnT+BT~2。显现类Kondo型电阻极小。电阻率的T~2关系来源于电子-声子散射。     

非晶态(Fe_(1-x)Co_x)_(78)Si_(9.5)B_(12.5)合金的低温电阻率反常

用四端引线法测量了4.2K到室温的非晶态(Fe_(1-x)Co_x)_(18)Si_(9.5)B_(12.5)(x=0—1.0)合金的电阻率。结果表明,x=0—1.0的所有样品都出现了电阻率与温度关系的极小值。电阻率极小值温度T_(min)随Co含量x的增加而增加,在x=0.9时出现极大值。在T_(min)温度以下,电阻率与温度关系符合-lnT规律。x=0.5—1.0的样品,电阻率与-lnT关系出现两个斜率。在T_(min)温度以上,约100K以下电阻率符合T~2规律,在约100K以上电阻率则按T~(3/2)规律变化。实验结果表明,约在9.5K和100K温区,电阻率与温度关系可近似表达为:ρ/ρ_(min)=ρ_0 AlnT BT~2。显现类Kondo型电阻极小。电阻率的T~2关系来源于电子-声子散射。     

偏克分子数量■_0恒定条件下多元系的热力学——Здановский型和Turkdogan型等(?)_0规则的热力学意义

本文推导了n元系(n≥3)的一个热力学方程.当n元系在区间(ψ_0~o,ψ_0)内遵循型或Turkdogan型等(?)_0规则时,这个方程有特解。因而,这两类型非理想n元系的性质可仅由二元数据计算而得。例如,当ψ是体积、热容或焓时,(?)_o相等的(n-1)种二元系之间混合成遵循型等(?)_0规则的n元系时,△ψ=0;(n-1)种二元系之间混合成遵循Turkdogan型等(?)_0规则的n元系时,△ψ=(?)K_(ψj)V_j (2≤j≤n-1)。又如,当ψ是Gibbs自由能时,遵循型等μ_0规则的n元系中,各组分K的活度都可以表示为Raoult型方程: αk/αk(0)=X_k (1≤K≤n-1)遵循Turkdogan型等μ_0规则的n元系中,组分1和各组分j的活度可以分别表示为Raoult型方程: α_1/α_1(0)=X_1和Henry型方程: α_j=K_j~*X_j