Fe—Cr合金在650℃共晶（Li,K）2CO3熔盐中的腐蚀电化学阻抗谱研究

应用电化学阻技术并结合物相分析技术研究了合金元素Ｃｒ对Ｆｅ在６５０℃（Ｌｉ,Ｋ）２ＣＯ３共晶熔盐中的腐蚀行为的影响。结果表明,加入５％和１０％Ｃｒ不能改善Ｆｅ的耐腐蚀性能,而加入２０％和２５％Ｃｒ则能显著提高其耐腐蚀性能;Ｆｅ及Ｆｅ－Ｃｒ合金腐蚀电化学阻抗谱呈双容抗弧特征,合金腐蚀受荷电粒子在氧化膜中的迁移控制。提出将合金表面形成的氧化膜理想化为一电容器,并建立了氧化物电容与双电层电容相串联的等效电路来描述合金腐蚀的阻抗特征.此外,根据所提供等效电路对合金腐蚀电化学阻抗谱进行了解析.     

合金元素对Zr—Sn—Fe—Cr—Nb合金性能的影响

介绍了几种新锆合金４００℃，１０．３ＭＰａ静态高压釜试验结果和室温及高温（３７５℃）的拉伸试验结果，分析了新合金中合金元素Ｎｂ．Ｓｎ．Ｆｅ．Ｃｒ对抗伸强度及耐蚀性能的影响。结果表明：通过控制合金元素的含量，在经历与Ｚｒ－４相同的生产工艺条件下、可以得到强度和耐蚀性能更为优异的新铝合金。试验表明：这种新型的Ｚｒ－Ｓｎ－Ｆｅ－Ｃｒ－Ｎｂ中加入Ｎｂ量应在０．１ｗｔ％－０．３ｗｔ％之间；在含１ｗｔ％Ｎｂ的新合金中，Ｓｎ的含量不应低于０．５ｗｔ％：在新合金研制时，适当提高Ｆｅ＋Ｃｒ的含量是有益的，但Ｆｅ／Ｃｒ比不应     

Zr—Nb系合金耐蚀性能研究

结合核动力堆用燃料包壳对锆合金耐蚀性能的要求，大范围考察了Ｎｂ含量为０．５％，１．０％，２．６％（ｗｔ％）的Ｚｒ—Ｎｂ二元合金及含Ｃｒ、Ｍｏ、Ｓｎ、Ｂｉ、Ｆｅ、Ｃｅ和Ｓｉ的Ｚｒ－１Ｎｂ及多元合金，共１７种成分的Ｚｒ－Ｎｂ系合金在４００℃，１０．３ＭＰａ水蒸汽中的长期腐蚀规律（达１８２天）。在腐蚀转折前，Ｚｒ－Ｎｂ系合金的腐蚀动力学曲线均近似于抛物线规律，而在转折之后存在与线性规律偏离现象。长期腐蚀增重的分析说明：通过合理的多元合金化，即增加或降低Ｎｂ含量，并主加Ｆｅ、Ｂｉ、Ｓｎ和Ｎｉ而辅加少量的Ｃｒ、Ｍｏ     

Fe—Cr合金在450℃的KCl及KCl—ZnCl_2盐膜中的腐蚀

研究了Ｆｅ－１０Ｃｒ,Ｆｅ－２５Ｃｒ两种合金在４５０℃于Ｋ,Ｚｎ 氯化物中的腐蚀．结果表明,与在ＫＣｌ－ＺｎＣｌ２熔盐中的 腐蚀不同．合金无论在固态的 ＫＣｌ还是熔融态的 ＫＣｌ－ＺｎＣｌ２盐膜下均发生了加速腐蚀,且在混合盐膜下的腐蚀更为严重,合金 的耐蚀性不随 Ｃｒ含量的增加而得到改善：Ｆｅ—Ｃｒ合金在上述两种腐蚀条件下的耐蚀性差异与氧的供应量有关,并导致保护性的 氧化膜具有不同的热力学稳定性     

合金元素对Zr－Sn－Fe－Cr－Nb合金性能的影响

介绍了几种新锆合金４００℃，１０．３ＭＰａ静态高压釜试验结果和室温及高温（３７５℃）的拉伸试验结果，分析了新合金中合金元素Ｎｂ．Ｓｎ．Ｆｅ．Ｃｒ对抗伸强度及耐蚀性能的影响。结果表明：通过控制合金元素的含量，在经历与Ｚｒ－４相同的生产工艺条件下、可以得到强度和耐蚀性能更为优异的新铝合金。试验表明：这种新型的Ｚｒ－Ｓｎ－Ｆｅ－Ｃｒ－Ｎｂ中加入Ｎｂ量应在０．１ｗｔ％－０．３ｗｔ％之间；在含１ｗｔ％Ｎｂ的新合金中，Ｓｎ的含量不应低于０．５ｗｔ％：在新合金研制时，适当提高Ｆｅ＋Ｃｒ的含量是有益的，但Ｆｅ／Ｃｒ比不应太高。     

Zr－Nb系合金耐蚀性能研究

结合核动力堆用燃料包壳对锆合金耐蚀性能的要求，大范围考察了Ｎｂ含量为０．５％，１．０％，２．６％（ｗｔ％）的Ｚｒ—Ｎｂ二元合金及含Ｃｒ、Ｍｏ、Ｓｎ、Ｂｉ、Ｆｅ、Ｃｅ和Ｓｉ的Ｚｒ－１Ｎｂ及多元合金，共１７种成分的Ｚｒ－Ｎｂ系合金在４００℃，１０．３ＭＰａ水蒸汽中的长期腐蚀规律（达１８２天）。在腐蚀转折前，Ｚｒ－Ｎｂ系合金的腐蚀动力学曲线均近似于抛物线规律，而在转折之后存在与线性规律偏离现象。长期腐蚀增重的分析说明：通过合理的多元合金化，即增加或降低Ｎｂ含量，并主加Ｆｅ、Ｂｉ、Ｓｎ和Ｎｉ而辅加少量的Ｃｒ、Ｍｏ、Ｔｅ和Ｓｉ，Ｚｒ－１Ｎｂ合金的耐蚀性大有潜力可挖。     

Fe－25Cr－9Mn三元合金高温硫化特性

研究了Ｆｅ－２５Ｃｒ－９Ｍｎ合金在８００℃、１０－３─１Ｐａ硫分压的Ｈ２－Ｈ２Ｓ混合气体中的硫化行为，并与Ｆｅ－２５Ｃｒ合金进行了对比。结果表明：Ｍｎ的加入提高了Ｆｅ－２５Ｃｒ合金的抗硫化性能，但作用并不显著。在Ｆｅ－２５Ｃｒ－９Ｍｎ合金的多层结构硫化层中形成了较厚且独立的α－（Ｍｎ．Ｆｅ）Ｓ层，但它并没有效地阻挡Ｆｅ２＋和Ｃｒ３＋向外的扩散。文中讨论了这种现象的原因以及硫化层分层对铁铬合金硫化行为的影响。     

Fe—Mn─Al合金的腐蚀性能与钝化膜的研究

应用阳极极化及ＡＥＳ／ＸＰＳ技术,研究了Ｆｅ－３０．８Ｍｎ－８．２Ａｌ奥氏体合金在ｐＨ值为－０．８至１５．３的水溶液中的腐蚀性能,并与Ｆｅ－３０Ｍｎ合金、低碳钢、９％Ｎｉ低温钢及１Ｃｒ１３不锈钢进行对比。在所测试的水溶液中,该合金的腐蚀抗力优于低碳钢和Ｆｅ－３０Ｍｎ合金,与９％Ｎｉ钢相当,但不及１Ｃｒ１３不锈钢。Ｆｅ－３０．８Ｍｎ－８．２Ａｌ合金在１ｍｏｌ／ＬＮａ２ＳＯ个中形成的钝化膜的最表层可能为氢氧化物,而膜的主体由Ｆｅ２Ｏ３、Ｍｎ２Ｏ３及Ａｌ２Ｏ３组成。     

Fe－Cr－Al合金在纯SO_2气氛中的高温热循环腐蚀行为

研究了Ｆｅ－２０Ｃｒ－５Ａｌ和Ｆｅ－２０ＣｒＳＡｌ－０．５Ｙ合金在１２００℃ｌａｔｍＳＯ２气氛中热循环条件下的高温腐蚀行为，并与恒温腐蚀相比较．测定了腐蚀动力学曲线，观察腐蚀产物表面，横截面和脆断断口的形貌，并分析元素的分布，确定腐蚀产物相组成．结果表明，在５０００小时实验周期内，不含钇的合金遭受氧化／硫化腐蚀，腐蚀动力学呈直线规律．含钇合金只发生高温氧化反应，腐蚀动力学与恒温腐蚀时的差别不大，仍大体符合抛物线规律．加钇有效地抑制了Ａｌ３＋在α－Ａｌ２Ｏ３中的扩散，合金表面氧化膜依赖氧的传质而成长，发展出粘着性好的柱状晶，在交变热应力作用下不易开裂和剥落，显著提高了合金的耐蚀性．     

Fe—28Al—5Cr与Fe—28Al—5Cr—0.5Nb—0.1C合金的超塑性变形能力与特征

研究了 Ｆｅ－２８Ａｌ－５Ｃｒ（原子分数）与 Ｆｅ－２８Ａｌ－５Ｃｒ－０．５Ｎｂ－０．１Ｃ合金的高温变形行为,结果表明,在 ８５０ ℃左右,应变速率为 ８．３×１０－４ ｓ－１时,呈现一定的超塑性变形能力,延伸率分别达到 １４５％和 ２５４％;应变速率敏感指数 ｍ分别为 ０．４与 ０．３５;激活能分别为： ２４３ ｋＪ／ｍｏｌ与 ２１８ ｋＪ／ｍｏｌ．在变形过程中,位错堆积形成小角度晶界,并逐渐转变成大角度晶界,使粗大的原始晶粒细化．     

NEUTRON DIFFRACTION STUDY OF DEUTERIUM OCCUPANCY OF DEUTERIDE OF LAVES PHASE ALLOY Ti0.68Zr0.32MnCrD3.0

利用中子衍射和XRD技术, 结合Reitveld拟合和Fourier变换, 对Laves相零基体合金Ti_0.68Zr_0.32MnCr的氘化物中氘的占位特征进行了研究. 氘化物Ti_0.68Zr_0.32MnCrD_3.0的中子衍射谱除Bragg衍射峰外, 还出现明显的漫散射包, 而相应的XRD谱却只呈现衍射峰, 未发现漫散射包. 对衍射谱与相应的RDF分析表明, 这种C14型Laves相氘化物中只有部分氘原子随机不饱和地分布在确定的4种A₂B₂四面体间隙位置, 并形成长程有序结构, 这部分氘原子在6h₁和12k位的占位系数比6h₂和24l位大. 而氘化物中的另一部分氘原子并不是随机分布, 而是不同程度地偏离间隙中心的位置, 形成比长程有序结构更大的氘原子间距的短程有序结构. 短程与长程有序的氘原子共同形成沿着合金六方晶格的c轴在Ti/Zr原子周围的四面体间隙聚集的网格团簇结构. 这种偏离有序位置的团簇结构是大量氘原子在晶格间隙中聚集所造成的.     

FRICTION WELDING OF Zr55Al10Ni5Cu30 BULK METALLIC GLASS

采用摩擦焊对Zr₅₅Al₁₀Ni₅Cu₃₀块体金属玻璃进行了焊接, 当焊机主轴转速为4.0×10³---5.0×10³ r/min, 摩擦压力为80---100 MPa, 摩擦时间为0.2---0.4 s, 顶锻压力和保压时间分别为200 MPa和2 s时, 能够成功实施Zr₅₅Al₁₀Ni₅Cu₃₀金属玻璃的焊接. 用SEM, XRD和TEM观察分析未检测到晶化相, 焊缝处金属仍保持非晶状态. 金属玻璃的塑性在玻璃转变点T_g附近随温度变化很大, 在T_g以上具有良好的塑性变形能力, 这是实施摩擦焊焊接的重要基础.     

CO毒化LaNi4.7l0.3贮氢合金的SIMS分析

应用ＳＩＭＳ方法对ＬａＮｉ４．７Ａｌ０．３贮氢合金被ＣＯ毒化前后的表面进行分析。结果表明：ＬａＮｉ４．７Ａｌ０．３贮氢合金毒化前Ｃ,Ｏ峰不明显,毒化后Ｏ峰明显增高,Ｃ峰明显出现。毒化后生成了Ｌａ－Ｃ,Ｌａ－Ｃ２、Ｌａ－Ｏ的强键,并在合金表面形成了一层化合物薄膜,阻止贮氢合金进一步吸氢,导致ＬａＮｉ４．７Ａｌ０．３贮氢合嘛氢量下降。吸氢速度降低。     

RAPID SOLIDIFICATION WELDING OF ULTRA--THIN Zr55Cu50Al12Ni3 AMORPHOUS FOILS

应用微型储能焊机实现了厚度为25---35 μm的Zr₅₅Cu₃₀Al₁₂Ni₃非晶箔材的快速凝固连接. XRD测试表明, 接头仍为非晶结构. 计算的接头冷却速率高达10⁶ K/s, 远大于形成锆基非晶合金的临界冷却速率, 有效地抑制了接头区的晶化. 接头尺寸微小, 直径为60---90 μm, 未产生气孔、夹杂等焊接缺陷. 接头剪切强度高达1141 MPa. 高的电阻率特性使非晶合金的焊接能量明显低于晶态合金.     

La2O3—Mo阴极的发射机理

采用热分析、原位XPS等方法对Mo-La2O3阴极中La的价态进行了研究。探讨了该阴极的发射机理,实验结果表明,在高温下La2O3可以被Mo2C还原成单质La,La2O3-Mo阴极的发射可用原子膜机理解释：在阴极工作过程中,还原得到的La覆盖在Mo基体表面,降低了基体Mo的逸出功,促进了且极的发射,根据此机理提出了LaO3-Mo电子管制备和运行工艺,使电子管的工作寿命提高到了满足实际应用要求的水平。     

ZnFe2O4基材料在NaF-AlF3-Al2O3熔盐中的腐蚀

采用锌铁尖晶石材料作为铝电解惰性阳极,考察了这种阳极在 熔盐中的腐蚀 行为,阳极电流密度为0～2.5A/cm2．实验结果表明,锌铁尖晶石材料在阳极极化条件下的NaF-AlF3-Al2O3熔盐中具有很好的耐腐蚀性能．在低电流密度下,阳极材料的腐蚀速度随电流密度的增大而增大,最高的腐蚀速度出现于0.5～0.75A/cm2．此后,腐蚀速度随电流密度的增大而降低．实验证明,高阳极电流密度(＞1.5A/cm2)、熔盐电解质中保持高Al2O3含量和低NaF/AlF3摩尔比,对降低阳极材料的腐蚀速度有利,这也将是惰性阳极应用的重要条件．     

Nd60Fe30Al10大块非晶的制备及其热稳定性

采用熔渣包覆水淬法获得了直径为6mm,长度为50mm的非晶Nd60Fe30Al10合金,并对其非晶形成能力进行了研究。在三元系非晶合金中,除Pd基合金外,这是目前所报道的采用水淬法能获得的最大尺寸的非晶合金。对Nd60Fe30Al10在同样的条件下可获得直径为3mm,长度为50mm的部分非晶组织。与普通铜模铸造方法所获得的临界直径相比,前者提高了2mm,而后者降低了4mm.利用DTA和DSC对Nd60Fe30Al10合金的热熔点和形成能力进行了分析,所计算的临界冷却速率为0.55K／s,表明该合金具有较大的非晶形成能力。表观晶化能计算结果和DSC曲线分析表明,Nd60Fe30Al10非晶的热稳定性较低。     

FIRST–PRINCIPLE ANALYSYS ON FINE STRUCTURE OF Pb0.5Sr0.5TiO3

在广义梯度近似下, 采用基于密度泛函理论框架下的第一性原理和虚拟晶体近似 (VCA) 方法, 计算了Pb_0.5Sr_0.5TiO₃ (PST)电子结构及其属性. 分析了PST固溶体总体能量变化趋势, 确定了A位离子在铁电相的平衡构型. 计算结果表明: 在PST固溶体中, 当Ti原子相对于氧八面体沿[001]方向发生约0.012 nm偏心位移, PST出现能量极小值.O 2p和Ti 3d轨道的强杂化以及部分O---Pb和O---Sr轨道杂化间接增强了TiO₆八面体的畸变, 体系总能量降低, 促进了PST铁电畴变的形成.     

MAGNETIC PROPERTIES OF Co1-xNixFe2O4/SiO2 NANOCOMPOSITES

采用溶胶--凝胶法制备了Co_1-xNi_xFe₂O₄/SiO₂(0 ≤x ≤1.0)纳米复合材料. 利用XRD, TEM, 振动样品磁强计(VSM)和Mossbauer谱测试了900℃热处理样
品的结构、晶粒尺寸和磁性. 结果表明, 样品中Co_1-xNi_xFe₂O₄铁氧体的平均晶粒尺寸在15---20 nm之间, Ni²⁺的掺杂引起CoFe₂O₄晶胞体积减小. VSM结果表明, 随Ni²⁺含量的增加, 样品的比饱和磁化强度和矫顽力变小. Mossbauer谱表明, 室温下各样品均处于磁有序状态, 样品的内磁场随Ni²⁺含量的增加而变小.     

PREPARATION AND CHARACTERISTICS OF HIGH TEMPERATURE PROTON CONDUCTOR Ba3Ca1.18Nb1.82O9-δ

对经6与10 h球磨的BaCO₃, CaCO₃和Nb₂O₅的混合粉体进行冷压成型, 1400 ℃/10 h高温烧结后, 获得了不同致密度的Ba₃Ca_1.18Nb_1.82O_9-δ样品. 激光粒度、DSC--TG和SEM分析表明, 适度延长球磨时间, 可降低合成温度, 细化粉体粒度, 提高样品的致密度. 电化学阻抗谱测试表明, 在300---800 ℃温度范围内, 6和10 h球磨粉体制备的烧结样品总电导率与温度的关系符合Arrhenius方程, 电导激活能分别为0.84和0.68 eV. 提高样品的致密度是降低电导激活能、提高中低温(300---600 ℃)导电性能的有效途径.