平板冲击加载下对双相钢动态损伤演变的研究

利用一级轻汽炮以一击二的方式对2种不同热处理状态的双相钢进行加载,采用多普勒测速系统对加载过程中样品的自由面粒子速度进行测量,通过金相显微分析、纳米压痕分析对样品进行表征,探讨了双相钢的层裂损伤演变。结果表明:孔洞并没有像准静态损伤理论一样在相界面处优先形核长大,而是在马氏体内部形核,然后长大贯通形成微裂纹贯穿整个马氏体,形成穿晶断裂;由于相界面对冲击波具有反射与透射作用,冲击波从高阻抗的相传入低阻抗的相内时会在高阻抗相内形成拉伸脉冲,从而引起层裂损伤;相界面越多,在高阻抗相内产生拉应力并形成孔洞的几率越大,样品层裂强度也越低。     

飞片冲击加载下Fe50Mn30Co10Cr10合金的动态损伤研究

采用一级轻气炮对2种预处理状态下的Fe₅₀Mn₃₀Co₁₀Cr₁₀高熵合金进行了冲击加载,利用多普勒测速系统对加载中样品自由面粒子进行速度测量;通过背散射电子衍射、金相显微镜探究了Fe₅₀Mn₃₀Co₁₀Cr₁₀高熵合金的初期层裂特征。结果表明:马氏体和孪晶对层裂初期孔洞的形核、长大,裂纹的扩展有重要影响。孔洞并非在基体/马氏体的相界面间形核,而是优先形核于基体的晶界中,再沿基体相内部聚集形成微裂纹。与静态加载不同,动态载荷下孔洞的形核受孪晶界限制,微裂纹的拓展受马氏体阻碍,其方向并非完全与冲击方向垂直。冷轧退火试样中,晶界密度大,孔洞形核多,损伤程度较大,层裂强度低,而含有较多马氏体的热轧退火试样中裂纹扩展慢,最终损伤程度较小,层裂强度高。     

动态加载时β钛合金马氏体相变研究

为了研究应变速率对β钛合金马氏体相变的影响, 采用分离式霍普金森压杆对Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe β钛合金进行了不同应变速率下(400~1 600 s^-1)的动态变形, 采用光学显微镜、电子背散射衍射和透射电镜研究了动态变形后的微观组织。结果表明, 提高冲击功和应变速率可以提高Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe β钛合金的屈服强度, 当应变速率为1 600 s^-1时, 屈服强度可达1 250 MPa。在动态冲击过程中, β晶粒中出现大量板条状α'马氏体, 马氏体的面积分数随应变速率的增加而增大, 说明应变速率对β钛合金的马氏体相变起着重要作用。应变速率会加速马氏体相变, 是因为随着应变速率增加, 马氏体的形核位置更多, 马氏体形成的吉布斯自由能降低。     

不同界面角度煤充结构体劈裂破坏特性与机理

柱旁充填中煤柱与充填体之间的界面为煤充结构体的薄弱环节,对煤充结构体的劈裂特性具有重要影响。本文开展了不同界面角度情形下煤充结构体试样破坏的巴西劈裂试验,分析了煤充结构体试样的劈裂特性、破坏模式与受力状态,并揭示了其劈裂破坏机理。结果表明：煤充结构体可简化为由煤体元件和充填体元件共同组成的复合承载体,其劈裂力学特性与界面角度密切相关。煤充结构体试样整体抗拉强度随界面角度增加呈先增大后减小的变化趋势,表现出明显的各向异性。煤充结构体试样的破坏模式表现为：类型Ⅰ:裂纹主要沿煤充结构体试样界面扩展;类型Ⅱ:裂纹主要沿煤充结构体试样加载方向扩展;类型Ⅲ:裂纹沿煤充结构体试样界面方向和加载方向扩展。煤充结构体劈裂破坏机理体现在：界面上所受载荷达到界面抗压、抗拉或抗剪强度,使试样内部产生沿界面贯通的裂纹,发生Ⅰ类破坏。煤体元件所受载荷先达到其抗拉强度,最早产生拉伸裂纹;随着载荷持续增大,充填体元件所受载荷也达到自身抗拉强度,最终沿加载方向在试样内产生贯通型拉伸裂纹,发生Ⅱ类破坏。煤体元件所受载荷先达到其抗拉强度,产生拉伸裂纹;随着载荷不断增大,先后或同时达到界面强度和充填体元件抗拉强度,使试样内形...     

霍普金森杆冲击加载煤样巴西圆盘劈裂试验研究

为研究煤样动态拉伸变形破坏特征,利用分离式霍普金森杆冲击加载系统,对煤样进行冲击条件下巴西圆盘劈裂试验,探讨了冲击速度和煤样中层理倾角对煤样动态抗拉强度、破坏应变及应变率的影响;并通过高速相机和数字散斑图像分析方法,对样品的动态劈裂及表面应变场变化过程进行了初步分析。研究表明:冲击速度和层理倾角对煤样动态拉伸破坏特征有明显影响。冲击速度越大,煤样动态抗拉强度则越大,但其随冲击速度增加的幅度逐渐减小;样品破坏应变在冲击速度为3.5 m/s时出现最大值。在冲击速度相近的情况下,层理与加载方向夹角相垂直时,样品的破坏应变相对较大,而应变率则最小。抗拉强度随层理倾角波动变化。在层理倾角与加载方向平行或非垂直时,煤样主要表现为拉伸破坏;在层理与加载方向非平行或非垂直时,样品表现出基质的拉伸和层理的剪切破坏相伴生。     

钛合金表面渗钼涂层的组织和性能研究

采用固体粉末包埋法在钛合金表面制备了渗钼涂层, 用金相显微镜、扫描电子显微镜(SEM)、能谱(EDS)仪以及X射线衍射(XRD)仪, 对不同热处理制度下涂层的形貌、组织结构、元素分布进行了分析。在900 ℃以上加热时, 得到了渗Mo涂层, 涂层由沉积层和扩散层组成, 涂层厚度随温度的提高而增加, 在1 050 ℃/6 h处理时, 其中扩散层厚度达到了370 μm, 涂层和基体界面间的裂痕被消除。涂层由外往里的相组成依次为Mo、β(Ti)、α″(Ti)、α′(Ti), 改变了原钛合金表面的相结构。涂层显微硬度最大值达到HV0.25 1 400 以上, 达到了提高钛合金涂层硬度的目的。     

双孔洞式双裂隙类岩石力学特性及裂纹扩展分析

为了研究单轴压缩下含有双孔洞和双裂隙缺陷岩石的力学响应,通过完整类岩石室内单轴压缩试验和颗粒流程序PFC~(2D)模拟试验试样的弹性模量和峰值强度等相关参数及破坏形态的对比分析,最终选取一组合理的细观参数,对双孔洞、双裂隙和双孔洞式双裂隙试样进行单轴压缩模拟试验。研究表明:双孔洞和双裂隙缺陷显著弱化了岩石抗压承载的力学特性,双孔洞缺陷的弱化效应大于双裂隙,随裂隙的倾角增大,双裂隙对岩石的弱化作用逐渐减小,且双孔洞和双裂隙对岩石产生的共同弱化效应小于叠加弱化效应;当裂隙的倾角较小时,试样的初始裂纹萌生于裂隙尖端和孔洞与裂隙的岩桥,孔洞与裂隙较容易贯通,随倾角增大,孔洞的上下部开始萌生初始裂纹,且当倾角为90°时,初始裂纹仅萌生于孔洞的上下部,孔洞与裂隙不贯通;双孔洞式双裂隙试样的破坏模式主要为拉伸破坏,且拉伸破坏主要发生在孔洞的上下部、外侧和裂隙的尖端,剪切破坏主要在孔洞与裂隙的岩桥产生。     

新型Al-Cu-Li合金时效过程中组织和性能的变化研究

通过拉伸试验和透射电镜(TEM)等分析测试手段, 研究了一种新型Al-Cu-Li合金在固溶+预拉伸+人工时效过程中组织和性能的变化。结果表明, 143 ℃下时效65 h后合金的强度达到峰值, 抗拉强度为559 MPa, 屈服强度为472 MPa, 延伸率为6.7%, 塑性损失较为严重;透射电镜(TEM)观察分析表明, 合金中的主要析出相是T1相, δ'相析出较少。2%预拉伸引入的适量密度位错为T1相提供了形核位置, 既提高了T1相的形核率, 又使T1相的分布均匀弥散。T1相的数量密度和尺寸随着时效的进行而增大。峰时效状态下, T1相长大较为明显, 尺寸达到200 nm, 尺寸均匀性减弱。结合显微组织和拉伸性能比较分析, 合金时效35 h后可得到良好的组织和力学性能匹配。     

孔洞式三叉裂隙砂岩裂纹扩展特征颗粒流分析

为研究节理和孔洞对岩体的力学特性影响规律,通过完整砂岩和含预制单裂隙砂岩试样室内单轴压缩试验和颗粒流程序PFC2D模拟试验,对试样的弹性模量和峰值强度等相关参数以及最终破坏模式进行对比分析,最终选取了一组合理的细观参数,并采用该组细观参数对孔洞式三叉裂隙试样进行单轴压缩模拟试验。研究结果表明:随着裂隙倾角α、裂隙倾角β、孔洞直径d和裂隙长度2a的改变,孔洞式三叉裂隙试样的峰值强度和峰值应变呈非线性变化,且它们均显著低于完整试样,其中裂隙长度2a对试样的峰值强度影响最大。孔洞式三叉裂隙试样在加载过程中发生拉伸和剪切破坏,且主要以拉伸破坏为主;翼形裂纹一般萌生在预制三叉裂隙的外尖端或距其外尖端一定位置和预制三叉裂隙与孔洞交接处附近位置,次生裂纹一般萌生在翼形裂纹扩展过程中的某个位置或试样的边界部位;裂隙倾角α主要影响试样的破坏程度,裂隙倾角β主要影响裂纹的扩展模式,孔洞直径d主要影响次生裂纹的萌生位置,裂隙长度2a主要影响翼形裂纹的萌生位置;通过对孔洞式三叉裂隙试样裂纹扩展机制探讨,裂隙试样在初始裂纹萌生阶段,应力集中区一般产生在预制三叉裂隙尖端附近和孔洞边缘,并且伴随在试样内部产生声发射...     

快速凝固Al-Cr-Zr-Fe 合金的微观组织和性能

采用单辊旋淬法制备Al-4Cr-4Zr-2Fe(质量分数, %)合金薄带。利用透射电镜、X射线衍射、能谱分析技术研究了合金急冷态和退火态的显微组织, 测定了合金的显微硬度。结果表明:在快凝Al-Cr-Zr合金中添加铁元素可增加合金的室温和高温性能, 快速凝固Al-4Cr-4Zr-2Fe合金所形成的过饱和固溶体α-Al在400 ℃左右形成Ll₂-Al₃Zr和Al₄(Cr, Fe)相, 产生明显的沉淀硬化效应, 其中, Ll₂-Al₃Zr相为主要强化相。在Al-4Cr-4Zr-2Fe快凝组织中, 发现一种方形Al-Zr相, 该相作为形核核心, 位于等轴晶α-Al中央。     

Fe元素对6063铝合金挤压型材表面渣粒的影响

采用金相显微镜、扫描电镜和X射线衍射等手段,研究了Fe元素对6063铝合金挤压型材表面渣粒的影响。结果表明:6063铝合金型材表面渣粒缺陷主要为Al及Al₂O₃夹杂物组成的金属瘤状物。铸态合金组织经过均匀化(570℃×6 h)处理后,合金组织主要由α-Al基体、Mg₂Si、β-Al₅FeSi以及少量的α-Al₈Fe₂Si组成。Fe含量0.10%～0.19%范围内,随Fe含量降低,网状连续分布于晶间的非平衡共晶相趋于破碎,长条状β-Al₅FeSi相减少,颗粒状α-Al₈Fe₂Si相明显增加,基体连续性增强,晶间产生包晶反应的几率减少,挤压型材表面渣粒数量减少。     

BTi-62421s合金板钨极氩弧焊接头组织性能研究

研究了焊前热处理、焊接工艺及焊后热处理对BTi-62421s板材钨极氩弧焊接头组织性能的影响。结果表明: BTi-62421s合金板材钨极氩弧焊较佳焊接工艺为: 焊接电流110 A, 焊接速度5 mm/s, 主喷嘴氩气流量20 L/min, 拖罩氩气流量12 L/min, 单面焊接, 此工艺下双重退火态BTi-62421s合金焊接接头抗拉强度σ_b为1 033 MPa, 为母材的96.5%, 延伸率δ为5.5%, 为母材的38.5%; 焊缝组织为针状马氏体, 热影响区组织为初生α组织、β转变组织和针状马氏体组织; 合金焊前双重退火和去应力退火对焊缝组织组成影响有限, 但双重退火有助于焊接接头塑性的提高; 焊后热处理促进合金接头α'→α+β相转变, 有利于焊接接头塑性的提高, 较佳焊后热处理工艺为700 ℃/2 h, 空冷, 此工艺下双重退火态BTi-62421s合金焊接接头延伸率δ为7.1%, 为母材延伸率的49.5%。     

保温时间对AZ31B/ZnAl15/TC4扩散钎焊接头组织及力学性能的影响

为实现AZ31B镁合金与TC4钛合金的可靠连接, 采用ZnAl15作为中间层, 在520 ℃、0.01 Pa真空下对AZ31B与TC4进行了扩散钎焊试验, 研究了保温时间对焊接接头微观结构、显微硬度和剪切强度的影响。结果表明, 以ZnAl15为夹层的AZ31B/TC4扩散钎焊界面显微组织包括α-Mg固溶体、Mg-Al-Zn化合物以及α-Mg+Al₆Mg₁₁Zn₁₁共晶体。ZnAl15夹层AZ31B/TC4界面的显微硬度呈台阶式分布, 靠近钛侧的显微硬度值最大, 靠近镁侧的显微硬度值最小; 接头剪切强度随保温时间延长呈先增加后减小的规律, 520 ℃下保温20 min时的剪切强度达到最大值71 MPa, 约为AZ31B母材(82.4 MPa)的86.2%。接头拉伸断口由许多大小不等、形状不规则的冰晶状物相组成, 呈沿晶断裂特征。     

用金尾矿合成Ca-α-SiAlON/SiC粉体

以河南灵宝金矿尾矿为主要原料,配入适量硅砂和分析纯CaO调整组分,利用碳热还原氮化法合成Ca-α-SiAlON/SiC粉。结果表明：Ca-α-SiAlON的形成与体系温度及CaO掺量有关。随反应温度升高,反应产物依次为SiC、α-Si₃N₄、β-Si3N4和Ca-α-SiAlON,α-Si₃N₄、β-Si₃N₄和SiC是合成Ca-α-SiAlON的中间产物。在烧结温度为1 600 ℃,保温时间为5 h,CaO按化学计量（4.2%）配入的条件下,可获得良好的Ca-α-SiAlON和SiC复合产物,其中Ca-α-SiAlON相对比例约占72%,形貌为柱状晶。     

镍夹层添加对激光熔丝增材制造钛/钢金属复合材料界面组织与性能影响研究

针对钛/钢复合材料增材制造过程中易形成脆性Ti-Fe金属间化合物,恶化界面性能的问题。本文选择镍(ERNi-1)作为夹层,采用激光熔丝增材制造技术实现了TC4/309L复合材料的一体化制备。重点分析了Ni夹层添加对于界面组织与性能的影响,结果表明：添加Ni夹层的钛/钢复合材料的界面主要由Fe/Ni界面和Ti/Ni界面组成。其中,对于Fe/Ni界面Fe和Ni形成了无限固溶体,且未发现明显的裂纹和气孔等缺陷,实现了良好的冶金结合;在Ti/Ni界面中含有TiFe、TiNi₃、TiNi、Ti₂Ni等多种脆性金属间化合物,界面最大硬度达到670.1 Hv。界面结合强度的微区拉伸试验显示,其结合强度为30.5 MPa,断裂于Ti/Ni界面位置,呈脆性断裂特征。     

TC18钛合金双圆锥台试样热变形有限元模拟研究

以新型高强韧TC18钛合金为例,研究了双圆锥台试样热变形规律。基于热模拟试验,获得TC18钛合金的高温流变行为,采用Arrhenius双曲正弦函数建立TC18钛合金的本构方程。对双圆锥台试样热变形进行有限元模拟,获得了压缩后变形试样纵向截面的应变梯度分布。对比双圆锥台试样不同应变区域与相同变形条件下GLEEBLE热模拟试样的α相平均晶粒尺寸,结果表明一个双圆锥台试样上可以快速获取多个不同应变条件的热变形组织。     

尾端具有急转弯的巷道中的空气冲击波传播计算方法

为了解决空气冲击波在尾端具有急转弯的巷道中传播时的波阵面参数计算问题,依据具有空气冲击波传播阻抗的空气冲击波关系式,推导出了井下空气冲击在尾端具有急转弯的巷道中传播时的波阵面参数的理论计算公式,这组公式考虑到了突然转弯巷道结构对冲击波传播所带来的额外影响,能够准确计算出在范围很大、巷道走向变化很大条件下的空气冲击波波阵面传播速度、波阵面后空气流速、空气密度、声速、温度、超压等参数,为控制井下空气冲击波的危害提供了理论依据。     

Si含量对Al-Cu-Mg-Ag合金微观组织与力学性能的影响

通过室温拉伸、高温拉伸,研究了固溶时效态Al-Cu-Mg-Ag合金力学性能随Si含量的变化关系; 利用扫描电镜、透射电镜和高分辨投射电镜观察不同Si含量合金峰时效态下的微观组织特征变化。研究结果表明: 合金中Si含量增多,会导致Al-Cu-Mg-Ag合金拉伸强度尤其是高温拉伸强度下降; Si含量从0.03%增加到0.20%,合金固溶时效后残余大尺寸第二相粒子(AlFeMnSi)数量增多,合金延伸率明显下降; 当Si含量大于0.10%时,合金基体中开始有β″(MgSi)相析出,影响时效初期析出过程中Mg-Ag团簇的形成,抑制了Ω相的析出,θ'相密度随之增加。     

转炉高温煤气中煤粉的气化行为

为了有效提高转炉高温煤气中可燃气体品质,降低CO2含量。文中提出了一种向转炉高温煤气中喷吹煤粉制备高品质气体的方法。本试验方法采用FactSage 6.1计算各组分之间反应的可能性,利用热重分析仪对煤焦的热解、气化、复合添加剂下的催化气化行为进行理论分析,通过沉降炉实验研究了900~1 200 ℃气体产物的动态析出特性,并计算出可燃气体上升率α,CO2下降率β作为评价指标,最后通过工业试验进一步验证。试验结果表明,煤焦质量损失是由于CO2气化行为造成的,加入添加剂后,气化反应开始温度降低了62 ℃,气化反应结束的温度降低了117 ℃,煤气中H2和CO的含量显著升高,CO2和CH4的含量显著降低。无添加剂条件下,α值由900 ℃时的7.63%增加到1 200 ℃时的17.27%,β值由900 ℃时的4.42%增加到1 200 ℃时的27.52%。含添加剂条件下,α值由900 ℃时的11.51%增加到1 200 ℃的37.64%,β值由900 ℃时的11.48%增加到1 200 ℃时的54.72%。在900~1 200 ℃,α值随温度的升高,逐渐增大,β值随温度的升高,逐渐减小。在1 200 ℃时,含添加剂与未加入添加剂相比α值增加20.37%,β下降27.20％,这是由于添加剂对煤粉的气化起到催化作用。与沉降炉实验结果相比,工业试验得到的α,β值分别增加5.29%,4.96％,工业试验值略大于沉降炉实验值。通过试验结果分析验证了向转炉高温煤气中喷吹煤粉制备高品质气体的方法的可行性。该试验方法的设计应用,可为转炉高温煤气中可燃气体品质优化提供参考。