分散介质对纳米二氧化硅分散体系流变性能的影响研究

测定了不同分散介质以及同一分散介质不同相对分子质量、不同温度下的纳米二氧化硅分散体系的流变性能并进行了比较,得出以下结论:随着分散介质相对分子质量的增加,分散体系的粘度增加,固液间氢键作用力减弱,分散体系所需临界剪切应力减小;当分散介质的相对分子质量提高到一定程度后,固液间氢键作用力更弱,加上分子链增长造成空间位阻效应,纳米二氧化硅难于以三维网状立体结构存在于分散介质中,不会出现先剪切变稀后剪切增稠的流变曲线。分散体系所处的温度越高,体系的粘度越低,剪切增稠所需临界剪切应力越大,剪切增稠效果越差,甚至不出现先剪切变稀再剪切增稠的流变曲线。因此选择合适的分散介质及分散温度对改善纳米二氧化硅分散体系的流变性能有积极作用。

260t顶底复吹转炉喷溅特征的水模型研究和应用

以260 t转炉为对象,通过几何相似比1∶7水模型研究了供气流量和枪位对炉口、耳轴以及炉壁喷溅量的影响。结果表明:喷溅量的多少与冲击坑的大小存在直接关系,冲击坑越大越深,则喷溅量越大;炉口喷溅量、耳轴喷溅量以及炉壁喷溅量均与吹气流量密切相关,并且随流量的增大呈指数增长;三类喷溅量随枪位升高先增大后减小,在枪位H=40de(氧枪喷孔直径)时达到最大值。生产应用表明,260 t转炉用5孔氧枪对应的拉碳枪位在2.1~2.2 m,吹炼枪位和前期化渣枪位可分别为2.5 m和2.8 m时可避免明显喷溅。

潜孔钻头用钢18CrNi3MoA圆棒的生产试制

根据潜孔钻头用钢18CrNi3MoA技术要求,并针对钢种特性分析,通过控制冶炼过程钢水纯净度,加热过程的高温均质化处理,控温控锻的锻造变形方法,以及合理的热处理工艺,生产的18CrNi3MoA圆棒具有纯净度高、晶粒均匀细小、带状偏析轻、机械性能良好等优点,满足用户的使用要求。

潜孔钻头用钢18CrNi3MoA锻制圆棒的生产实践

根据潜孔钻头用钢18CrNi3MoA技术要求及钢种特性,通过40 t电弧炉(终点[C]≥0.05%、P≤0.003%,出钢温度≥1630℃)-LF(精炼渣碱度3.0~4.5)-VD(≤70 Pa时间≥25 min)-氩气保护1.52 t铸锭-钢锭(1250±10)℃15 h均质化处理-锻坯Φ140 mm,780~810℃锻至Φ110 mm-完全退火等工艺,试制的3炉18CrNi3MoA钢圆棒的化学成分均满足技术要求,锻材氧含量12.0×10^(-6)~13.5×10^(-6),非金属夹杂物均≤1级;带状组织2级、奥氏体晶粒度8.5级,力学性能测定均满足技术要求。

45A钢电机主轴锻件无屈服现象的成因分析

针对45A钢电机主轴锻件的无屈服现象,对比研究了有屈服现象和无屈服现象试样钢的化学成分、力学性能,利用光学显微镜、扫描电镜观察了其微观结构。结果表明,有屈服现象试验钢的组织主要为铁素体+珠光体组织,无屈服现象试验钢的组织中含有部分贝氏体,而贝氏体组织的存在是导致无屈服现象的主要原因。为了抑制贝氏体的产生,使C原子进行充分扩散,可对45A钢无屈服试样进行850℃淬火+240℃低温回火处理,或将试样放置自然时效后,可出现明显的屈服点。

中间坯加热参数对无磁钻具用钢晶粒度均匀性的影响

无磁钻具用钢为200系奥氏体不锈钢,其高强度特性要求是通过强化变形得到,无需热处理,导致该产品热锻后的晶粒均匀性较差,不能满足晶粒度级差在2级以内的要求。通过在无磁钻具产品强化变形前增加中间坯加热工序,研究了中间坯加热温度和时间对无磁钻具用钢晶粒均匀性的影响。结果表明,强化变形前中间坯经1100℃加热2~6 h,晶粒度的级别和均匀性均较理想,晶粒度在3级以上,级差在2级以内。中间坯加热温度过高时虽然会使晶粒度更均匀,但会导致晶粒相互吞噬趋势加剧造成晶粒粗大,加热温度过低则形核及静态再结晶能量不足,达不到晶粒均匀性的目的。

多孔碳纳米片的制备及其电化学性能研究

二维(2D)多孔碳纳米片是通过一种简便,低成本的方法合成的。在该方法中,以中温煤沥青作为碳前驱体,采用氯化钠作为水溶性模板。通过煤沥青和氯化钠的碳化以及随后的KOH化学活化来制备高度多孔的碳纳米片。所制备的碳纳米片(AC-NaCl)具有高达1 581 m^2/g的比表面积。多孔碳纳米片厚度小于200 nm,具有更多暴露的活性位点和离子运输途径,为离子储存和运输提供了方便。在6 mol/L KOH电解液溶液中,表现出优良的电容性能(193F/g,1 A/g)和良好的循环稳定性,经过5 000次充放电后,电容保留率超过了94.9%。

34CrNi3MoV合金钢的动态再结晶行为

采用Gleeble-1500热模拟试验机对34CrNi3MoV钢在最大变形量为50%的条件下,进行变形温度为800~1200℃、应变速率为0.01~10 s^(-1)的单道次等温压缩试验并得到了真应力-真应变曲线。结果表明,34CrNi3MoV钢在800℃和900℃(1、10 s^(-1))条件下仅发生动态回复,在1000~1200℃和900℃(0.01、0.1 s^(-1))条件下发生动态再结晶。采用Arrhenius方程计算不同应变量时的激活能Q,并利用五次多项式拟合激活能Q与应变量ε的对应关系:Q=331.78+1401.47ε-10233.34ε^(2)+33725.26ε^(3)-52745.07ε^(4)+31981.48ε5。利用加工硬化率构建了临界特征值εc和εp与Z参数的关系模型,在此基础上构建了预测动态再结晶体积分数的动力学模型X_(DRX)=1-exp[-0.564((ε-ε_(c))/ε_(p))^(1.945)]。

34CrNi3MoV钢奥氏体晶粒分布规律

研究了不同保温温度及保温时间对34CrNi3MoV钢奥氏体晶粒长大的影响。通过金相法统计分析了保温温度、保温时间对晶粒平均尺寸、长轴、短轴的影响。结果表明,正态分布方程中标准差与期望大致随保温温度的升高而增加,随保温时间的延长而增加。晶粒长轴、短轴尺寸与平均尺寸关系密切,其比值呈简单的线性关系。晶粒长大的过程中,长轴与短轴的比例基本保持不变,并回归得到晶粒平均尺寸、长轴、短轴尺寸的分布概率表达式。同时在数学规律上对材料学中的遗传性提供一种新的思维方法及可能的解释思路。