Mg-10Gd-2Y-0.6Zr合金热压缩变形与其微观组织

采用热压缩模拟试验,对Mg-10Gd-2Y-0.6Zr镁合金在350～450℃,变形程度为40%,变形速率在0.001～0.5s-1条件下的热压缩变形规律进行了研究,对变形后的微观组织进行了金相分析,对显微组织中的第二相进行了扫描能谱成分分析,对变形后试样的硬度进行了测试,根据热加工动态回复再结晶的特点和稀土合金相的作用,分析了该合金的微观组织结构和变形行为.结果表明:热压缩变形温度和速率对合金硬度值总的影响不大,但在相同温度下,有速率越大硬度越大的趋势;该合金在350℃,400℃时变形速率为0.1 s-1时晶粒异常粗大,在400℃变形速率大于0.5 s-1或变形温度450℃,变形速率为O.1 s -1下进行热压缩,该合金可以得到组织结构均匀和热塑性成型良好的匹配.     

高锆含量Cu-1%Zr-0.15%Ce合金热变形行为研究

利用Gleeble-1500D热模拟机,在温度为550,650,750,850,900℃,应变速率为0.001,0.01,0.1,1,10 s~(-1)的条件下,对Cu-1%Zr-0.15%Ce合金的高温变形过程中的流变应力进行研究,分析了动态再结晶的演变机制。结果表明:变形温度和应变速率对合金的流变应力有显著的影响,在550~750℃之间具有典型的动态回复特征,850~900℃具有动态再结晶热变形特征。通过流变应力、应变速率和变形温度之间的关系,建立高温热变形流变应力本构方程,得到合金的热激活能为430.51 k J·mol~(-1),与纯铜热压缩变形过程相比,高Zr含量Cu-1%Zr-0.15%Ce合金热激活能提高了105%。     

Cu-0.8Mg-0.15Ce合金热变形行为与机制研究

通过Gleeble-1500D热模拟试验机,进行了Cu-0.8Mg-0.15Ce合金的等温压缩试验,变形温度范围为500～850℃,变形速率范围为0.001～10 s~(-1)。研究了不同条件下流变应力的变化规律、合金的热加工图以及合金变形机制,分析了变形温度、变形速率和流变应力之间的关系。结果表明:合金在热变形过程中,其真应力-真应变曲线表现出明显的加工硬化、动态回复和再结晶特点,随着变形温度的升高和变形速率的降低,其流变应力和峰值应力不断降低;可用双曲正弦本构关系来描述热变形过程中的流变应力,计算出合金热变形过程中的激活能为Q=281.47 kJ·mol~(-1),在此基础上构建了该合金的本构方程;合金在热变形过程中的最优加工参数为:变形温度800～850℃,变形速率0.001～0.1 s~(-1)。     

Mg-Gd-Sc-Mn耐热镁合金的热变形行为

采用GLEEBLE-1500热模拟机对Mg-10．2Gd-0．8Se-1．7Mn合金在温度为573～773K、应变速率为0．001～1s^-1、最大变形程度为60％的条件下,进行高温压缩模拟实验研究。分析了合金流变应力和应变速率及变形温度之间的关系,计算了高温变形时的变形激活能和应力指数,为选择这种合金的热变形加工条件提供实验依据。采用金相显微镜分析了合金在不同温度下压缩变形的组织演变。结果表明：合金的稳态流变应力随应变速率的增大而增大,在恒定应变速率的条件下,合金的真应力随温度的升高而降低;合金的变形激活能随着变形温度的升高而增大,特别是在723K时迅速增大。合金在变形过程中发生了不同程度的动态再结晶,变形温度和变形速率对合金再结晶组织有明显的影响。根据实验分析,合金的热加工宜在673～723K范围内进行。     

铈对IF钢热变形行为的影响

利用Gleeble-1500D热模拟试验机对Ce微合金化IF钢在变形温度790~950℃,应变速率0.1~5 s-1,变形量50%条件下进行了单道次压缩试验,研究了变形条件对试验钢热变形行为的影响,结合热模拟组织金相分析及双曲正弦本构方程、动态再结晶动力学方程分析了钢中Ce含量对IF钢动态再结晶行为的影响。结果表明:随着变形温度的降低和应变速率的增加,试验钢的变形抗力增大;添加Ce后,试验钢的热变形激活能增大,由122.92 kJ·mol-1增加到182.75 kJ·mol-1;Avrami方程指数kd由3.796减小到3.377,动态再结晶分数Xd也相应减小,动态再结晶被抑制,并随着钢中Ce含量的增加,抑制作用越显著。     

铈对Cu-Zr合金热变形激活能和性能的影响

在Gleeble-1500D热模拟机上对Cu-1%Zr和Cu-1%Zr-0.15%Ce两种合金在变形温度分别为550,650,750,850和900℃,应变速率分别为0.001,0.010,0.100,1.000和10.000 s~(-1)条件下进行等温热压缩实验,分析了Ce对Cu-1%Zr合金热变形激活能的影响。通过透射电子显微镜,研究了合金在时效过程中的析出相和位错组态。结果表明:Cu-1%Zr和Cu-1%Zr-0.15%Ce两种合金具有相似的热压缩变形特征。高Zr和微量Ce的添加使Cu-Zr合金的热变形激活能显著提高。与Cu-1%Zr合金相比,添加0.15%Ce使合金的热变形激活能提高了约34%。添加Ce,使导电率下降了约5%IACS,显微硬度略有提高。通过导电率的变化,计算出时效过程中析出相体积分数,求得550℃时合金的析出动力学方程和导电率方程。     

Mg-9Gd-2Nd-0.8Al合金热压缩行为及热加工图

采用光学显微镜、扫描电镜研究了铸态和均匀化态的Mg-9Gd-2Nd-0.8Al合金的显微组织,然后用Gleeble-1500D热模拟试验机对均匀化态合金在变形温度350～500℃,应变速率0.003～1 s^-1条件下进行了热压缩实验,计算了合金的变形激活能,构建并分析了合金的本构方程和热加工图。结果表明：铸态Mg-9Gd-2Nd-0.8Al合金主要由α-Mg基体和Mg₅Gd,Mg₄₁Nd₅,Al₂RE相组成,经均匀化处理后(510℃×12 h),Mg₅Gd和Mg₄₁Nd₅相基本溶解,Al₂RE相保持稳定。均匀化态合金的流变应力曲线表现出动态再结晶的特征,其流变应力和峰值应力随温度的升高或应变速率的降低而显著降低,合金的变形激活能为185.836 kJ·mol^-1。合金在本实验的变形条件范围内存在两个失稳区：变形温度350～375℃,应变速率0.003～0.012 s     

稀土重轨钢的静态再结晶研究

通过Gleeble-1500D型热模拟机对REⅡ稀土重轨钢进行应变速率为5 s-1、变形量均为25%的双道次热压缩模拟试验,分别测定820,850,880,1000℃下的真应力-真应变曲线,采用后插法计算奥氏体等温变形后道次间隙时间1～1200 s内的软化率,研究REⅡ稀土重轨钢的静态再结晶规律。结果显示:当变形温度为>1000℃时,REⅡ重轨钢完成静态再结晶弛豫时间<90 s;当变形温度<820℃时,静态再结晶很难进行,即使弛豫时间延长至1000 s,再结晶百分数也只有38.8%;当变形温度为850和880℃时,再结晶过程会出现析出现象,对抑制静态再结晶的进行有影响,导致软化率曲线上出现了平台。     

含稀土高镁铝合金热变形行为研究

将不同Ce含量的Al-8Mg-0.5Mn合金在Gleeble 3500热力模拟机上以50%变形量进行单道次压缩,变形温度为350,400,450℃,变形速率为0.1,1.0,5.0 s~(-1)。通过应力-应变曲线分析,得到不含Ce及含0.01%Ce,1.5%Ce的Al-8Mg-0.5Mn合金热变形本构方程。Al-8Mg-0.5Mn合金不含Ce时,热变形激活能为168.4 kJ·mol~(-1);含0.01%Ce时,激活能为154.2 kJ·mol~(-1);含1.5%Ce时,激活能为191.6 kJ·mol~(-1)。表明含0.01%Ce可以降低高镁铝合金的热激活能,使合金的热塑性增加,变形抗力降低;Ce含量较高,如达到1.5%时,合金的热激活能将增加,变形抗力增大。     

钇对NiAl-28Cr-5.5Mo-0.5Hf合金显微组织和力学性能的影响

采用压缩实验研究了在应变速率为 1 94× 10 - 3s- 1 时随着温度的变化不同Y含量对铸造NiAl 2 8Cr 5 5Mo 0 5Hf合金力学性能的影响 ,同时 ,运用扫描电镜 (SEM)及其能谱和X射线衍射 (XRD)方法分析了合金的显微组织。结果表明 ,加入Y后 ,合金的显微组织随Y含量的增加而逐渐得到细化 ,表现为共晶团的数目增多 ,共晶团内的Cr(Mo)纤维层间距减小 ,胞界处的Cr(Mo)棒减小 ;当Y含量达到 0 1% (质量分数 )时 ,在NiAl和Cr(Mo)的相界处形成稀土化合物Ni1 7Y2 和Al3Y ,削弱了界面结合力 ,导致屈服强度和塑性下降。此外 ,压缩实验测得在不同温度下 ,0 0 5 %Y含量的合金的压缩强度和压缩率优于其它Y含量的合金 ,所以适量Y可以改善NiAl 2 8Cr 5 5Mo 0 5Hf从室温到高温的强度和塑性     

丝裂霉素在β-环糊精修饰电极上的电化学研究

研究了丝裂霉素(MMC)在β-环糊精(β-CD)修饰金电极上的电化学行为。结果表明,β-CD/Au电极能与MMC发生表面包络反应。25℃,pH 7.0时,该电极表面包络常数为3.32×105L/mol,且表面包络常数随温度升高而增大,表现为吸热过程。该电极与MMC的包络呈不可逆的电化学过程。25℃,pH 7.0时,其速率常数为0.0706 s-1,且速率常数值随温度升高而增大,活化能为2.13 kJ/mol。在4~8μmol/L浓度范围内β-CD/Au电极上MMC的还原峰电流与浓度呈线性关系,线性方程Ip=14.86+0.43c,相关系数0.9931,检出限0.75μmol/L。     

不同粒径氧化铜的制备及其氢还原动力学研究

以CuSO4.5H2O和NaOH为原料制备0.1mol·L-1CuSO4溶液和4mol·L-1NaOH溶液,采用沉淀法制备Cu(OH)2纳米粉末,然后分别在200℃,500℃,900℃温度下分解Cu(OH)2得到不同粒度的氧化铜粉体.在氢气中,以15℃.min-1升温速率,用SDT2960Simulta-neousDSC-TGA差热-热重分析仪测定TG-DTA曲线,并进行动力学计算.结果表明:氧化铜粉体的形貌近似为球形,粒径分别为50,150,400nm;DTA峰值温度分别为258.90℃,279.17℃,364.80℃,随粒径的增大而提高;表观活化能分别为173.39,461.54,534.80kJ·mol-1,随粒径的增大而增大;频率因子分别为1.15×1018,2.49×1045,2.54×1045,随粒径的增大而增大;反应级数分别为1.16,1.15,1.03,随粒径的增大而减少.     

不同应变速率下纳米橡胶颗粒对环氧树脂的增韧特性与机理分析

为了解释不同应变速率下纳米橡胶颗粒对环氧树脂基体的增韧机理,制备了质量分数为6%的纳米橡胶颗粒/环氧树脂复合材料,分别测试了该材料在3种低应变速率(5×10-4s-1,1×10-1s-1,2.5×10-1s-1)和高应变速率下(90 s-1)的I型平面断裂韧性.结果表明,纳米橡胶颗粒在3种低应变速率下可以显著提高环氧树脂的断裂韧性,提高幅度分别为158%,283%和309%.在高应变速率下,纯环氧树脂的断裂韧性由于动态效应而显著升高,然而纳米橡胶颗粒对环氧基体的增韧效果却不明显,增韧幅度仅为2%.由光学显微镜照片可知,随着应变速率的提高,纳米橡胶颗粒/环氧树脂复合材料断口表面的应力发白区域逐渐较少,甚至在高应变速率(90 s-1)下消失.偏光显微镜照片表明,纯环氧树脂与纳米橡胶颗粒/环氧树脂复合材料的裂纹尖端塑性形变尺寸随着应变速率的升高而减小.通过扫描电子显微镜对断口形貌进行分析可知,不同应变速率下纳米橡胶颗粒在环氧基体中空穴增长程度不同,进而导致纳米橡胶颗粒对环氧基体的增韧效果的不同.     

汽车用聚氨酯减振材料的结构与性能

利用扫描电镜(SEM)对减振材料的微孔结构进行了表征;用万能材料试验机(UMTM)、动态热机械分析仪(DMA)、旋转流变仪表征了减振材料在不同条件下的力学及减振性能.研究发现:不同聚氨酯减振材料进入非线性形变区域的压缩形变大小与微孔的面积占有率相关.我们认为聚氨酯泡沫减振材料在小压缩应变下应力的缓慢增加主要是由微孔的变形引起的,随着压缩应变进一步增加,微孔的变形接近极限,此时应力的快速增加主要由聚氨酯本体的力学性能决定.聚氨酯减振材料的损耗能随着压缩应变的增加而增加,减振性能好的材料具有较大的损耗能.聚氨酯减振材料的损耗角随着压缩频率的增加而略有增加,其影响减振材料在不同使用频率下的减振和产热性能.聚氨酯减振材料的损耗角随着温度的变化而发生变化,耐寒性和耐热性好的材料,损耗角随温度平缓变化的温度范围更宽.当减振材料受到一定的负载后,材料的损耗角降低.     

岩石强度降低的微观机理

在单轴压缩下,济南辉长岩样品以六种恒变形速率(从10~(-3)/s—10~(-8)/s)压缩直至样品破坏。结果表明:岩石强度降低了23％。岩石体积的非线弹性膨胀的起始点C_0~’=常数。当δ_1>C_0~’时,同一应力下,ε_1和D是随变形速率的减小而增大。微观结果表明:变形速率小的样品其微破裂密度大于变形速率高的样品,除观察到平行于δ_1的裂纹外,还有与δ_1夹角近90°的裂纹,它是D值增大的因素。当蠕变实验的恒压取δ_1>C_0~’时,证实了岩石内微破裂的成长是随时间的发展而发展。且以稳态蠕变常数的速率发展直至破坏止。综合以上结果表明:当δ_1>C_0~’时,岩石的本构关系是与时间的发展有关。并得到C_0~’是岩石强度的极限。     

稀土微合金元素对U71 Mn,REⅡ重轨钢动态再结晶的影响

采用Gleeble-1500D热模拟实验机.研究了不同变形条件下U71 Mn,REⅡ重轨钢动态再结晶行为及微合金元素RE对其的影响.实验结果表明:变形温度越高,变形速率越低,动态再结晶越容易发生;由于微合金元素RE的作用,使REⅡ的动态再结晶开始时间延长,变形奥氏体的动态再结晶的名义激活能提高,对奥氏体的动态再结晶起到抑制作用.     

泡沫镍载钌催化硼氢化钠水解制氢

应用化学镀法制备泡沫镍载钌(Ru)催化剂,以其用于燃料电池硼氢化钠(NaBH4)水解即时供氢.该催化剂具有稳定高效的活性和稳定性能,而泡沫镍的预处理是一重要步骤.研究了制氢过程中NaBH4浓度、反应温度及使用次数对产氢速率的影响.结果表明:产氢速率随温度的升高快速上升,当反应温度从15℃升高到60℃,产氢速率增加了十几倍;在NaBH4浓度为20%的3%NaOH溶液中,使用载Ru量为3%的催化剂,于23.5℃常压下,水解NaBH4,其产氢速率达到0.784 mL.s-1.g-1.这种容易制备的催化剂在多次使用后仍显示出较高的活性.     

温度对贮氢合金MINi~3~.~7~5Co~0~.~6~5Mn~0~.~4Al~0~.~2动力学性能的影响

在-20℃～85℃的范围内系统地研究了温度对贮氢合金MINi~3~.~7~5Co~0~.~6~5Mn~0~.~4Al~0~.~2动力学性能的影响。结果表明：该贮氢合金电极的电化学反应电阻R~t,欧姆内阻R~0,阴极极化过电位,阳极极化过电位,阳极极化过程中的电化学反应过电位η~a和浓差极化过电位η~c均随温度的升高而减小,该电极的交换电流密度i~0,对称因子β和电极中氢的扩散系数D随温度的升高而增大。当放电电流密度较低时,电化学反应是整个电极过程的速度控制步骤;当放电电流密度较高时,氢的扩散是整个电极过程的速度控制步骤;在中等放电电流密度下,电极过程由电化学过程和氢的扩散过程混合控制。该电极中电化学反应过程和氢扩散过程的活化能分别为28.1kJ.mol^-^1和19.9kJ.mol^-^1。     

PPESK/PES共混物热性能及动态机械性能研究

采用熔融共混法制备了不同重量比例的新型含二氮杂萘酮结构聚芳醚砜酮(PPESK)与聚醚砜(PES)共混物.利用热失重(TGA)及动态热机械仪(DMTA)对该共混物的热性能及动态机械性能进行了研究.研究结果表明,在氮气氛围中,PPESK热分解分为两步反应进行,反应级数n=1,说明PPESK在氮气氛围中的热分解反应类型与β(升温速率)无关而与材料物性有关;采用Ozawa方法得出在15%热失重前,热分解活化能的平均值为240 kJ/mol;随着升温速率的提高,PPESK热降解速率有减缓趋势.在280℃以前,PPESK储能模量值随温度变化较小,保持在较高值,温度在280~330℃之间,储能模量值降低幅度突变.另外,PPESK中加入PES会降低其储能模量值及其热稳定性.     

双相不锈钢在水溶液中之腐蚀疲劳与动态应变时效

本研究主要探讨 2 2 %Cr双相不锈钢在含氯离子水溶液中之腐蚀疲劳裂缝成长行为 ,以及在慢应变速率拉伸试验过程中所发生的动态应变时效现象 .同时以 31 6L沃斯田体系不锈钢及4 30肥粒体系不锈钢作为比较 ,藉以探讨不同晶体结构对腐蚀疲劳及动态应变时效行为的影响 .实验结果显示 ,在 80℃ ,3.5wt%NaCl水溶液中 ,3种不锈钢并未发生应力腐蚀破裂 ,但其中 31 6L沃斯田体系不锈钢及 2 2 %Cr双相不锈钢却发生动态应变时效 ,且动态应变时效的发生与温度 ,应变速率及沃斯田体相的组织有关 .在NaCl水溶液中 ,采用预裂试片量测疲劳裂缝生长速率 ,其结果表明 ,4 30肥粒体系不锈钢之疲劳裂缝生长速率最快 ,而氢脆是加快裂缝生长速率的主因 ,就双相不锈钢而言 ,腐蚀疲劳裂缝的生长主要与该不锈钢所含之肥粒体相的氢脆现象有关