考虑吸收能量估算的金属氧化物避雷器模型准确性分析

为研究金属氧化物避雷器(metal-oxide arrester,MOA)仿真模型在估计残压的同时能否准确估算MOA的吸收能量,该文采用非线性电阻模型和3种常用的MOA动态模型,即IEEE模型、Pinceti模型和Fernandez模型,估算不同用途的MOA限压元件–金属氧化物压敏电阻(metal-oxide varistors,MOV)在8/20μs标准雷电波、30/60μs操作波和波头时间约1μs的陡波冲击电流下的残压和吸收能量,并和试验测量结果对比分析。结果表明,IEEE模型能准确估计低压浪涌保护器用MOV的残压,而Pinceti模型只在8/20μs电流下较准确。估算输配电线路避雷器用MOV的吸收能量时,只有非线性电阻和Fernandez模型在8/20μs电流下有较高的准确性;而估算低压MOV的吸收能量时,非线性电阻模型比动态模型准确。因此可以得出,高、低压MOV的残压预测均可用IEEE模型;估算低压MOV的吸收能量可用非线性电阻模型;而估算高压MOV的吸收能量时,建议对动态模型的两个非线性元件A0和A1的参数做进一步优化和调整。

液体性质与吸收能量对激光致声特性的影响

建立了激光致声的产生和测量系统,对蒸馏水、酒精和甘油中的激光致声进行测量分析,分别计算了这3种透明液体在体积模量（0.2-7.0 GPa）、动力粘性系数（0.001-30.000 Pa.s）和所吸收激光脉冲能量（10-400 mJ）变化时对应的激光致声的相关数值。实验和数值计算结果表明：激光致声的主频、峰值声压和声能随着透明液体体积模量的增加而增加;激光致声的峰值声压和声能随着动力粘性系数的增加而减小,随着击穿区所吸收的激光脉冲能量的增加而增加;动力粘性系数和击穿区所吸收的激光脉冲能量对主频的影响不明显。

摆锤刀刃半径对夏比V型冲击吸收能量的影响

为研究不同尺寸摆锤刀刃锤头对冲击试验结果的影响,采用刀刃圆角半径分别为2mm和8mm的锤头对多种材料进行夏比V型冲击试验,并从吸收能量、断口形貌等方面分析V型缺口试样在2mm摆锤刀刃下的冲击吸收能量K_(V2)与8mm摆锤刀刃下的冲击吸收能量K_(V8)的变化规律,研究摆锤刀刃尺寸对夏比V型冲击吸收能量的影响。结果表明:在韧脆转变温度曲线上平台区和转变区(塑性断口)范围内,K_(V8)大于K_(V2);在转变区(脆性断口)范围内,K_(V2)大于K_(V8);在下平台区,KV8与K_(V2)几乎相等。

基于夏比冲击吸收能量的断裂韧性估算方法比较

断裂韧性是结构完整性评价的重要参数。由于受材料、成本、时间等限制,有时难以进行断裂韧性试验。利用夏比冲击吸收能量估算断裂韧性是一种简单可行的方法。为分析各个关联公式的适用范围、保守性、有效性等,首先总结了基于夏比冲击吸收能量估测断裂韧性的经验公式,然后结合文献收集的试验数据进行比较。结果表明:SC,RLB和BL公式估测效果较好,BRS和BR公式对国外钢种预测结果较好,但不能直接用于国产钢,IWT公式对所研究材料预测结果都不理想;国产钢不能简单地套用已有国外经验公式,有时需要调整以确保其保守性;除IWT公式外,其他公式预测的断裂韧性分布趋势与主曲线大致吻合,利用预测的断裂韧性值推导对应主曲线应是可行方案。

富C和富(Al,Ti)的617B合金750℃时效组织与硬度及冲击吸收能量的研究

研究了C和(Al,Ti)质量分数不同的2种617B合金在750℃时效5 000h、7 500h和10 000h后的硬度和冲击吸收能量。利用OM和SEM/TEM观察其显微组织并结合EDS+MPST方法进行相定量分析。结果表明:与Al、Ti质量分数较高的合金B相比,C质量分数较高的合金A固溶处理后晶粒较细,沿晶界析出的M23C6相连续分布,其冲击吸收能量较低。5 000～10 000h时效后,合金A的γ′相体积分数虽然较低,但晶内均匀分布极细条状M_(23)C_6相和γ′相的复合组织,其硬度基本不变;合金B中γ′相体积分数虽然较高,但仅在晶界附近分布有较少的M_(23)C_6相和γ′相的复合组织,其硬度明显降低;随时效时间的延长,合金A晶界上M_6C相略有增加,其冲击吸收能量较高。而合金B晶界上μ相明显增加,因此合金B的冲击吸收能量明显较低。晶界析出影响原始晶粒大小及其冲击吸收能量,而晶内均匀分布的M_(23)C_6相和γ′相的复合组织可提高其硬度的稳定性,C和(Al,Ti)的添加量对上述现象起决定性作用。

金属低温冲击试验吸收能量的概率分布

应用数理统计理论,将钢材冲击试验吸收能量视为随机变量,分别基于两种钢材的30个低温冲击试验同质性吸收能量数据,分析了吸收能量的概率分布。

摆锤冲击吸收能量和断口测量结果的关系

对于不同金属材料,分别采用夏比U型缺口试样和夏比V型缺口试样进行冲击吸收能量测试,并对夏比V型缺口试样断口的剪切断面率和侧膨胀值进行测量,研究了不同缺口形式的冲击吸收能量测试结果之间的关系,以及夏比V型缺口试样的冲击吸收能量和断口测量结果之间的关系。研究结果可为韧性测试标准的制定提供技术支持。

关于提高34CrNiMo6风电主轴低温冲击吸收能量的研究

对34CrNiMo6风电主轴采用改进后的降温淬火工艺,将淬火温度从860℃降至800℃,冷却方式由单纯油冷改为水冷+空冷+水冷+油冷,并适当提高回火温度,产品的综合力学性能得到较大改善,低温冲击吸收能量完全满足技术要求。

X70埋弧焊钢管焊接接头热影响区冲击吸收能量波动分析

高钢级管线钢焊接接头热影响区冲击试验结果分散性较大,为了研究其冲击吸收能量波动的影响因素,对X70埋弧焊钢管焊接接头熔合线位置的冲击试验结果进行了分析。结果表明:X70埋弧焊钢管焊接接头热影响区熔合线位置冲击吸收能量较低,但在-10℃试验温度下,熔合线位置平均冲击吸收能量也达到了100J以上;X70埋弧焊钢管焊接接头热影响区熔合线冲击吸收能量的显著波动是由刻槽位置的偏差及裂纹扩展走向的不确定性引起的。

金属材料夏比摆锤冲击试验吸收能量值测量不确定度的评定

本文参照GB/T229-2020版附录E吸收能量值的测量不确定度,给出了得到与试验材料一组试样的平均吸收能量KV相关的不确定度u(KV)的稳健方法,冲击试验结果的影响因素很多,为了使冲击试验结果的测量不确定度评定具有可操作性,对高强汽车钢TS700L进行不确定度评定,包含试验机误差、试验材料的均匀性和试验机的重复性、试验机分辨力、试验温度几个分量。结果表明,冲击吸收能量值82.7J的扩展不确定度U=8J,k=2.45。

酮羰基紫外吸收能量与烷基极化效应的关系

酮R1R2C＝O的羰基C＝O紫外吸收能量△E与烷基R的极化效应指数PEI（R）的关系可表示为：△E=a＋bPEI（R）。研究结果表明，烷基的极化效应使C=O的紫外吸收能量降低。

压力容器用铬钼钢冲击吸收能量偏低的原因综述

压力容器用铬钼钢被广泛地应用于炼油与石油化工、电站及锅炉等行业,由于其在高温、高压等恶劣环境下服役,要求具有较高的冲击吸收能量。从带状组织、残铸非正常组织、淬火/正火温度、淬火/正火保温时间、冷却速度、回火温度及保温时间、模拟焊后热处理温度及保温时间等方面,阐述了常见的造成压力容器用铬钼钢冲击脆断的原因,以期为生产实际提供借鉴。

感应加热设备中金属材料吸收能量分析

为了降低感应加热设备中的损耗,对此通过不锈钢和铜这两种材料在不同的磁场中对吸收能量进行分析得出结论 :不同的两种材料拥有不同的电阻率在进行能量吸收时存在着一个临界的尺寸,在尺寸之上,不锈钢吸收的能量大于铜吸收的能量;在尺寸以下,不锈钢所吸收的能力小于铜所吸收的能力。在此之中需要注意的是临界尺寸不是一个固定的值,这项值会随着磁场方向、电阻率和频率的变化而发生改变。对此进行比较和描述可以通过垂直于磁场方向的不同截面的尺寸和电流通过不同深度之间的比值完成的。

冲击试样顶针孔及其深度对冲击吸收能量的影响

HGCJ-20型棒材拉伸-冲击试样加工中心可实现冲击试样的一步加工成型,为保持冲击试样的对中性和固定性,需要在其一端钻顶针孔。通过对不同钻孔后的冲击标准试样以及42CrMo钢和Q235H钢的冲击加工试样进行冲击试验,对比研究了顶针孔及其深度对冲击试样冲击吸收能量测试值的影响以及采用HGCJ-20型棒材拉伸-冲击试样加工中心与传统加工工艺对冲击试样冲击吸收能量测试值的影响。结果表明:对于42CrMo钢和Q235H钢,采用新型加工中心加工的顶针孔深度为5mm的冲击试样的冲击吸收能量实测平均值和采用传统工艺加工的冲击试样的一致;对于冲击标准试样和Q235H钢冲击加工试样,当冲击试样一端无顶针孔或顶针孔深度不大于8mm时,冲击试样的冲击吸收能量实测平均值较稳定,在正常范围(110~120J)波动;当顶针孔深度达到9mm并高于该数值时,冲击试样冲击吸收能量实测平均值普遍低于正常范围。

回火处理对15Cr12MoVN钢显微组织和冲击吸收能量的影响

采用光学显微镜(OM)和扫描电镜(SEM)研究了15Cr12MoVN马氏体钢在回火处理过程中的组织转变规律及回火处理对冲击吸收功的影响。结果表明:回火处理后15Cr12MoVN马氏体钢中的主要析出相是M23C6碳化物,分布在原奥氏体晶界和板条界上。当回火温度由700℃增加到800℃时,碳化物析出数量增加,颗粒尺寸增大,分布均匀性得到显著改善;原奥氏体晶界上的碳化物形貌由细小、离散的颗粒状向粗大、连续的颗粒状转变,而板条界上的碳化物形貌均保持细小的颗粒状或短棒状。随回火温度增加,15Cr12MoVN马氏体钢韧脆转变温度(DBTT)降低,在750~800℃范围内达到最低值,冲击断口结晶状区由完全解理断裂向塑性撕裂和局部韧窝转变。

高强度热轧磁轭钢板冲击吸收能量考核标准

乌东德、白鹤滩电站机组采用近年新研发的SXRE750高强度热轧磁轭钢板,厚度为3.0~4.0 mm,只适宜加工成55 mm×2.5mm×10 mm冲击试样,但目前尚无该规格试样冲击吸收能量考核标准。经模拟试验,并对SXRE750磁轭钢板进行性能试验、金相分析和制造工艺分析,最终确定了该小规格试样冲击吸收能量考核标准,为乌东德、白鹤滩机组用高强度热轧磁轭钢板制造和验收提供了技术支撑。

夏比V型缺口冲击吸收能量测试失准原因的探讨

针对夏比V型缺口冲击吸收能量的实际测量值明显偏高的情况,调查了夏比冲击试验测试值失准的原因,具体分析了加工方法、加工设备和测量方法对夏比V型缺口冲击试样尺寸及测量精度的影响,以及如何避免冲击吸收能量测试值失准的措施及建议。

基于铸钢件V型冲击吸收能量检验规则的国内外标准比较分析

着重比较分析了国际标准ISO 4990、欧洲标准EN 1559-2、美国标准ASTM A370、日本标准JIS G0307、中国国家标准和国内外相关行业、典型企业标准中的V型冲击吸收能量试验的验收规则和复试试验的验收规则。还比较分析了国内外标准中V型冲击试验用试样和摆锤刀刃半径尺寸等。

B50A789钢大规格棒材头部横向冲击吸收能量不合格原因分析

多批次B50A789钢大规格棒材在入厂检验过程中发现其头部存在横向冲击吸收能量不合格的问题。通过冲击试验、断口分析、金相检验、硬度测试、化学成分分析等方法对棒材横向冲击吸收能量不合格原因进行了分析。结果表明:大规格棒材冲击试样断口存在层状结构和纵向带状组织,且棒材头部层状结构和纵向带状组织比尾部更显著,这导致棒材头部横向冲击吸收能量不合格。

零度冲击吸收能量对ZG06Gr13Ni4Mo不锈钢强韧性的影响

ZG06Cr13Ni4Mo不锈钢经不同热处理工艺处理后,对其进行了拉伸试验、夏比(V型缺口)零度冲击吸收能量试验、韧脆转变温度检测,分析了零度冲击吸收能量同其他力学性能指标的相关性。结果表明:并不是零度冲击吸收能量越高越好,当零度冲击吸收能量高于149.1J后,随着冲击吸收能量增高,强度、硬度会降低,甚至达不到该材料的指标要求,只有零度冲击吸收能量控制在适当的范围内,该材料才具有较好的强韧性。