关于AES中CMA的分辨率的计算和测量

分辨率是CMA这一装置本身固有的特性,与被检测的电子能量E之大小及分散度ε无关。我们不认为一些作者给出的底宽分辨率R_b的表示式中包含有ε是正确的。在θ_0=42°18 30,n=2的条件下,我们给出 R_b=0.329ρ+0.178σ+0.964ρ|△θ|+5.5|△θ|~3 在AES中,多数是用一次电子束的弹性反射束测量。这样所得之结果包含有ε的影响,这就是R_b的实验值与计算值之间有较大差异的主要原因之一。所测得的数值只能表明AES性能的好坏,并不能完全反映出CMA的R_b之高低。     

主应力强度因子准则

本文综合考虑了τ_θ、τ_(θr)和τ_(θz)对裂纹扩裂的影响,提出了一个新的复合型断裂准则,与试验结果比较是令人满意的     

振动时效消除GH4169合金辗扩成形环件的残余应力的试验研究

对辗扩成形的GH4169合金环件进行振动时效处理试验,采用X射线法测试并比较振动前后环件内的残余应力大小及变化情况,提出残余应力消除率计算公式并对振动效果进行评价。结果表明,试验工艺对环件端面径向和周向残余应力的正应力分量σ_r和σ_θ、以及壁面上周向残余应力的正应力分量σ_θ有消减作用,其消减率为10%~20%;试验工艺不能消减环件壁面上周向残余应力的正应力分量σ_θ。     

摩擦系数对齿轮接触应力分布的影响

从J—C公式(两平行圆柱体同时受到法向和切向赫芝压强时的应力分布)出发,在计算机上用优化方法计算了不同摩擦系数下,最大切应力τ_(max),等效应力σ_e和正交切应力τ_(XZ)的极大值位置。结果表明,当摩擦系数分别为0.18和0.24时,τ_(max)和σ_e的最大值位置到达表面。当z>b时,摩擦系数的变化对τ_(max)和σ_e的分布没有显著影响。当摩擦系数增大时,动态的正交切应力τ_(XZ)由对称循环状态向脉动循环状态过渡,而τ_(XZ)的极大值位置的x坐标及应力变程没有显著变化。还在计算结果的基础上对接触疲劳破坏的力学条件进行了讨论。     

关于超塑性流动方程的讨论

鉴于通常的超塑性流动方程σ=Kε~m中的m和K都不是常数,本文提出一个改进的流动方程,σ=σ_(ε/ε_0)~m。这一新方程在保持原方程反映材料应变速率敏感效应的基础上,在拟合lgσ-Igε曲线及实际拉伸曲线上均优于原方程。并且新方程能够和变形机理的速率方程协调一致。在现象学上,其参数ε_0和(?)可以分别代表最佳超塑性变形时的应变速率和流变应力。     

相依样本下带有讨厌参数的经验似然比置信区域

本文将条件θ_0=EH(X,μ)推广到更一般的估计方程EH(X,θ_0,μ)=0,并且在样本为强平稳φ混合序列情形下讨论带有讨厌参数的经验似然比置信区域。     

胞状铝(合金)的准静态压缩性能

测量了新型轻质(0.14ρ0 ~0.09ρ0,ρ0 为纯铝的密度)高强度胞状铝合金(ZL111)和胞状纯铝的压缩应力(σ) 应变(ε)曲线。胞状铝合金的压缩屈服强度σs比胞状纯铝高40%以上,其σε曲线呈锯齿状,平台斜度(dσdε)比后者小。提出了确定泡沫金属材料致密化起始点εD 的方法,为实际应用和科学研究提供了依据。     

MICROSCOPIC ANALYSIS OF TENSILEσ-εCURVES

本文以实验事实证明宏观的σ-ε曲线的非唯一性。由于材料成分、体积、试样历史及处理条件以及试样试验温度、压力和环境等的不同,宏观本构方程中变量ε的系数K 和幂指数n 一定是不同的。只有上述热力学参数与外加应力σ同时被确定,才会有宏观应力σ与宏观应变ε之间一一对应的确定关系。但实验发现:不同热历史条件下宏观应力σ与微观应变ε_(mic)或位错亚结构分布组态之间总是存在一一对应的确定关系。     

拉伸应力—应变曲线的微观分析

本文以实验事实证明宏观的σ-ε曲线的非唯一性。由于材料成分、体积、试样历史及处理条件以及试样试验温度、压力和环境等的不同,宏观本构方程中变量ε的系数 K 和幂指数 n 一定是不同的。只有上述热力学参数与外加应力σ同时被确定,才会有宏观应力σ与宏观应变ε之间一一对应的确定关系。但实验发现:不同热历史条件下宏观应力σ与微观应变ε_(mic)或位错亚结构分布组态之间总是存在一一对应的确定关系。     

新型高强度胞状铝合金的压缩及能量吸收性能

测量了新型轻质（0.14-0.09ρ0，ρ0为纯铝的密度）高强度胞状铝合金（ZL111）的压缩应力（σ）－应变（ε）曲线，研究了材料的能量吸收性能与密度的关系，胞状铝合金的压缩σ-ε曲线与胞状纯铝相似分为三个部分：弹性阶段、平台阶段和压实阶段。胞状铝合金的压缩屈服强度σa比后者高40％以上，其σ-ε曲线呈锯齿状，平台斜度（dσdε)比后者小，因而具有更高的能量吸收能力（C）和能量吸收效率（e），当ε为0.15-0.6时吸能效率达到峰值0.85。     

ZDM10T/90拉力试验机的改装

国标和航标关于室温和高温拉伸试验方法以及现代设计,都要求能自动绘制P—Δ1曲线或σ—ε曲线,从曲线上求出E、σ_(0.01)、σ_(0.2)、σ_(0.7)、σ_(0.85)、σ_b、δ和n值等参数,试验机的吨位能随所试材料及试件大小任意选择,提高测试精度。拉伸速度以所试材料屈服点σ_(0.2)为界,高温拉伸屈服点σ_(0.2)前应变速率为0.005     

电阻合金的温度系数与长期稳定性

本文在把固溶体本身视为一种假的纯组元条件下,将只适用于稀释固溶体的麦铁逊定则推广到多组元高浓度固溶体中,导出在给定温度时,相同成分的合金样品。其电阻温度系数α是描述晶格缺陷程度的物理量θ的函数,α=f(θ),这些物理量通常是对晶格缺陷呈现敏感的量。文中用Ni-Cr-Mo合金的α与σd的关系系证明了这一论述。合金电阻不稳定的原因,被认为是由于晶格中的缺陷,当热起伏时,是由于金属中的原子的扩散所致,特别是那些邻近缺陷的能量高的原子更易发生这一过程。由麦铁逊定则,即R=Rt R’可见,当t恒定时,R随时间的变化,仅与描述晶格缺陷程度的剩余电阻R’有关。据此,按照扩散理论,对于一种给定的电阻合金样品,导出高温T时,原子扩散到平衡时所需的平均时间τ与恒(低)温Tc时扩散到平衡时所需的平均时间τc的关系为τ/τc=e(ε/KT-εc/KTc)通常T>Tc时,ε<εc。文中采用两个硅锰铜电阻合金样品作了试验,结果证明了这一论述。因此作者建议了一个采用高温T(120-130℃)处理后,测量电阻变化的办法来推测合金电阻的长期稳定性。应用此法测量长期稳定性所需的持续时间,比在恒温室(20℃)Tc时测量所需的时间短e(ε/KT-εc/KTc)倍。     

高比强泡沫铝合金中空层合圆管的性能

设计制备了高比强泡沫铝合金中空层合圆管，测出了圆管的压缩应力-应变(σ-ε)曲线并研究了其性能．圆管与泡沫铝合金的压缩σ-ε曲线相似，但有较小波动；圆管的弹性模量与面板的弹性模量成线性关系，线性系数为η α（0.5η^2 0.3η）（1-η)；泡沫铝合金中空层合圆管的紧实应变(εD)可用泡沫铝合金的εD表示．由σ-ε曲线计算出圆管的能量吸收性能，发现其吸能能力(VV)大约比铝合金面板和泡沫铝合金的吸收能量之和高60％，吸能效率(且)高于60％．泡沫铝合金中空层合圆管具有轻质(ρ＜1）特性，但是其压缩比强度σ/ρ和压缩比刚度量E／ρ是泡沫铝合金相应参数的3倍．     

60Si2CrVAT弹簧钢高温拉伸变形行为研究

在DIL805A/T热模拟机上对60Si2CrVAT弹簧钢进行了等温单向热拉伸实验,研究了该弹簧钢在温度900~1050℃、应变速率0.001~1s-1条件下的高温变形及动态再结晶行为。使用包含变形激活能Q和温度T的双曲正弦形式修正的Arrhenius关系来描述60Si2CrVAT弹簧钢高温拉伸变形时的最大变形抗力方程;在此基础上,引入参数α(ε)、n(ε)、Q(ε)和A(ε)得到包含σ、ε、T、ε的本构方程。结果表明,由本构方程计算得到的应力值和实验值有较好相关性(R~2=0.98985),平均相对误差绝对值为3.6646%;最后采用加工硬化率法通过对θ-σ和lnθ-ε曲线进行三次多项式拟求解拐点的方法,得到了不同变形条件下发生动态再结晶的临界应力和临界应变值,建立了临界应力、临界应变和Z参数的关系,得到了动态再结晶的临界应力和临界应变方程。     

磁悬浮高速转子真空计原理的研究

本文介绍磁悬浮高速转子真空计(简称磁悬规),详细叙述了该计的工作原理。磁悬规是通过测量气体分子对高速转子的阻尼造成的转速衰减来测量气体压强。测出两个相邻的时间间隔τ_n,τ_(n+1)(在每个时间间隔上转子转动次数相同),利用P=c_o/σ(τ_(n+1)-τ_n)/τ_(n+1)·τ_n公式,计算出气体压强,其中c_o、σ为仅与转子和气体种类有关的常数。该计具有良好的测量重复性,在1Pa～10~(-4)Pa的压强范围中,三年内测量重复性零散小于1％。测量时不改变被测气体的成份与压强。它是一种有发展前途的真空计。     

工序能力指数的标准化新定义概述

本文依据标准化理念,把传统的单侧上限工序能力指数由(T_U-μ)/(3σ)调整为(T_U-μ)/σ;单侧下限的工序能力指数由(μ-T_L)/(3σ)调整为(μ-T_L)/σ。对于双侧限的情形,当工序无偏时,把传统的双侧限工序能力指数由(T_U-T_L)/6σ)调整为(T_U-T_L)-(2σ);当工序有偏时,偏移系数由(2ε)/T调整为ε/T。调整后的工序能力指数,不仅仅体现变量的标准化思想,而且纠正了传统偏移系数的不合理性。     

粉末冶金Ti-14Mo-2.1Ta-0.9Nb-7Zr合金热变形行为

在Gleeble-1500D热模拟机上对粉末冶金制备的新型医用Ti-14Mo-2.1Ta-0.9Nb-7Zr合金进行等温热压缩实验,研究该合金在温度为780~960℃,应变速率为0.001~1s-1,变形为60%的条件下的高温变形及动态再结晶行为。采用包含变形激活能Q和温度T的双曲正弦形式修正的Arrhenius关系来描述该合金高温压缩变形时的最大变形抗力方程;并引入参数α(ε),n(ε),Q(ε)和A(ε)得到包含σ,ε·,T,ε的本构方程。结果表明:由本构方程计算得到的应力值和实验值有较好相关性(R=0.99430),平均相对误差为5.327%;最后采用加工硬化率法通过对θ-σ和lnθ-ε曲线进行三次多项式拟求解拐点的方法,得到了不同变形条件下发生动态再结晶的临界应力和临界应变值,建立了临界应力和Z参数的关系,获得动态再结晶的临界应力方程,而临界应变εc主要集中在0.01~0.04,不同变形条件下该合金发生动态再结晶的临界应变变化极小。     

反应堆压力容器用SA508Gr.4N钢的热变形行为

利用Gleeble-1500D热模拟试验机,在温度为1050~1250℃、应变速率为0.001~0.1s-1、真应变量0.16的条件下,研究和分析SA508Gr.4N钢高温塑性变形及动态再结晶行为。结果表明:SA508Gr.4N钢的高温真应力-应变曲线主要以动态再结晶为特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加,属于温度和应变速率敏感材料;在真应力-应变曲线的基础上,建立材料热变形本构方程,较好地表征了材料高温流变特征,其热激活能为383.862kJ/mol;其硬化率-应力(θ-σ)曲线均呈现拐点且-dθ/dσ-σ曲线出现极小值;临界应变随应变速率的增大与变形温度的降低而增加,且临界应变(εc)与峰值应变(εp)之间具有一定相关性,即εc/εp=0.517;临界应变与Z参数之间的函数关系为εc=8.57×10-4 Z0.148。     

算子超积的谱

本文对算子超积的谱理论作了一点探讨,得到下列一些主要结果:(1)给出了σ((Tn)υ)=(σ(Tn))_u和σ_α((Tn)_u)=(σ_α(Hn))_u的充要条件。(2)给出了λ∈ρ((Tn)_u)和λ∈σ_r((Tn)_u)的充要条件。(3)证明了σ_α((Tn)u)=σρ((Tn)_u)和σr_2(T)_u=σr((T)_n)=σr_2(T)。     

指数函数项级数与Hadamard乘积

在本文中,证明了下述定理,设sum sum k=1 to ∞ c_k,sum from j=1 to ∞ d_j均为绝对收敛级数且其各项均不为零.设(λ_k),(μ_j)为两个有界复数序列,每一序列的任惠两项均不相等,并设μ=|μ_1|>|μ_2|≥…。于是,F(z)=e·f(z)·g(z)均为正指型函数,这里f(z),g(z)分别表示f(z)g(z)的相伴函数·表示Hadamard乘积算子.设f(z)的指示图为Ⅰ:令μ_j=ρ_je_j~(iφ)(ρ_j>0,0≤φ_j<2π)(j=1,2,…)。把Ⅰ旋转角—φ_j,并进行比ρj的相似变换得到凸集Ⅰ_j。如果二重序列(λ_kμ_j)(k=1,2,…,j=1,2,…)的任何两项均不相等,则F(z)的指标图Ⅰ 为点集Ⅰ_1,Ⅰ_2,…的凸壳 从此定理出发,在适当条件下,证明F(z)与f(z)有公共Julia线以及二者同为多零点整函数。