共轭双滑移取向铜单晶疲劳位错结构的SEM-ECC观察

利用扫描电镜电子通道衬度(SEM-ECC)技术观察和分析了[■ 2 3]和[■ 1 2]共轭双滑移取向铜单晶体的循环饱和位错结构.结果表明,驻留滑移带(PSBs)的位错结构随晶体取向的不同可呈现出不同的形态,如:[■ 1 2]晶体中的楼梯结构和[■ 2 3]晶体中的沿主滑移面排列的不规则或较规则胞结构.同时还观察到[■ 2 3]晶体中形变带的位错结构由一些不规则的墙和胞结构组成.对于晶体取向位于标准取向三角形[0 0 1]-[■ 1 1]边上的铜单晶体,其疲劳位错结构随晶体取向的不同发生有规律的变化,即:当晶体取向从[■ 1 2]分别向[■ 1 1]和[0 0 1]移动时,位错结构由PSB楼梯结构逐步变化到胞结构和迷宫结构.

双滑移取向Cu单晶的循环形变行为──Ⅱ．滑移带和形变带

用光学显微镜和扫描电镜研究了双滑移取向（［０３４］，［１１７］）Ｃｕ单晶循环饱和后的表面形貌，塑性分切应变幅（γｐｌ）低于１０^（－３）时，［０３４］晶体表面上要为主滑移系的驻留滑移带（ＰＳＢｓ）占据，次滑移只在边缘区域启动，其ＰＳＢｓ细窄（＜１μｍ），体积百分数在１％以下．γｐｌ＞１０^（－３）时，次滑移开始在试样的中部启动，同时，表面出现二种贯穿晶体的宏观形变带（ＤＢＩ，ＤＢＩＩ），滑移带在形变带内集中．［１１７］晶体在γｐｌ＝４．４×１０^（－４）时，双滑移现象已十分明显．γｐｌ＞１０^（－３）时，表面也形成与前者相似的形变带．ＤＢＩ的惯习面与主滑移面平行（［０３４］晶体）或接近（［１１７］晶体），ＤＢＩＩ的惯习面则与前者垂直，文章讨论了形变带形成的可能原因．

双滑移取向Cu单晶的循环形变行为──Ⅰ．循环形变行为

在塑性分切应变幅（γｐｌ）为１０^（－４）─１０^（－２）的范围，研究了双滑移取向（［０３４］，［１１７］）和单滑移取向（［１２５］）Ｃｕ单晶的循环硬化及饱和行为．［０３４］晶体的初始循环硬化规律与［１２５］晶体的相似，在γｐｌ小于１０^（－３）的范围，硬化速率（θ＿（０．２））较低，且不依赖于γｐｌ；当γｐｌ＞１０^（－３）时，硬化速率随γｐｌ的增加快速上升．［１１７］晶体在１０^（－４）＜γｐｌ＜５×１０^（－３）范围的初始硬化速率显著高于其它二种晶体．二种双滑移取向晶体在快速硬化之后、均有明显的软化现象．［０３４］晶体的循环应力－应变曲线（ＣＳＳＣ）有一平台区，饱和应力与单滑移晶体的相近，但平台区较短（上限为γｐｌ～４．３×１０^（－３））．［１１７］晶体的ＣＳＳＣ几乎不存在平台区，饱和应力是γｐｌ的单调升函数，与多晶体的ＣＳＳＣ相似．上述循环形变行为与不同滑移系之间的位错反应特点一致．

[■12]双滑移取向铜单晶体的循环应变硬化及饱和

本文在塑性分切应变幅（γpl）为1．3×10-4－7．2×10-3范围内研究了双滑移取向铜单晶体的循环形变行为当γpl＜2×10-3，晶体的初始硬化速率θ0.2较低，几乎与应变幅大小无关。当γpl＞2×10-3，θ0．2随γpl的增加而显著增大． 晶体的循环应力－应变（CSS）曲线在5×10-4＜γpl＜4×10-3范围内呈现一个明显的平台，平台区的范围与单滑移晶体相比明显缩短，但平台区对应的饱和应力相近．和晶体虽然同处于标准取向三角形的001／边上．但其循环形变行为存在明显的差异，可归结为各个滑移系相对于晶体轴的几何位置不同。

晶体非比例双滑移的一般运动学

本文对非比例双滑移的变形规律和运动学进行了一般的数学分析。提出了双线性双滑移、逐段线性双滑移的变形梯度张量的解析公式。导出了线元切向量的变形方程以及拉伸轴在极射赤面投影图上位置变化计算公式。 对于任意形式的双滑移,本文提出了运动学分析的精确的数值积分方法。 最后结合面心立方和体心立方晶体,计算了几种典型情况下的拉伸轴旋转。

共面双滑移取向铜单晶体的循环应力-应变响应及表面形变特征

在塑性分切应变幅(γ_(pl))约为10^(-4)～10^(-2)范围内,研究了共面双滑移取向[233]和单滑移取向[4 18 41](Shimid因子Ω=0.5)铜单晶体的循环形变行为。当γ_(pl)<2×10^(-3),[233]晶体的初始硬化速率θ_(0.2)较低,几乎与应变幅大小无关。当γ_(pl)>×10^(-3),θ_(0.2)随γ_(pl)的增加而显著增大。当γ_(pl)≥3.5×10^(-3)时,[233]晶体的循环硬化曲线出现二次硬化阶段,且二次硬化的临界应变幅介于单滑移单晶体和多晶体之间,表明[233]双滑移晶体的硬化行为比单滑移晶体更接近多晶体。[233]晶体的循环应力-应变(CSS)曲线在塑性应变幅γ_(pl)=3×10^(-4)～2×10^(-3)范围内出现1个准平台区。[233]晶体试样表面形成的两类宏观形变带(DBⅠ和DBⅡ)呈严格的正交关系,并随着外加应变幅的增加而不断发展。

临界双滑移取向铜单晶体的循环形变行为

在塑性分切应变幅(γ_(pl))为1.2×10^(-4)～6.5×10^(-3)范围内,系统研究了临界双滑移取向[017]铜单晶体的循环形变行为,并将其与[034]临界双滑移及[001]和[011]多滑移取向单晶体的结果进行了比较。当γ_(pl)<2×10^(-3),[017]晶体的初始硬化速率θ_(0.2)几乎与应变幅大小无关。当γ_(pl)>2×10^(-3),θ_(0.2)随γ_(pl)的增加而显著增大。[017]晶体的循环应力-应变(CSS)曲线不呈现平台区,但在塑性应变幅范围(5.0×10^(-4)～1.5×10^(-3))内近似出现一准平台。[017]晶体的滞后回线形状参数V_H在γ_(pl)=9.4×10^(-4)下可用来确定驻留滑移带(PSB)的萌生应力,其萌生应力约为39MPa。而在其他一些应变幅下,V_H与PSB的形成无明显对应关系。对于取向位于标准取向三角形001/011边上的铜单晶体,由011→001方向,其初始硬化速率逐渐升高,CSS平台行为发生明显的变化,从类似单滑移晶体的结果过渡到类似多晶体的结果,即:由较宽的平台区的出现([011]晶体),到平台区的缩短([034]和[012]晶体),再到准平台区的出现([017]晶体),直至平台区的完全消失([001]晶体)。

双剪类流动模型的非圆形颗粒离散元数值验证

双滑移自由转动模型、双剪模型和双滑移转动率(DSR2)模型这3种双剪类模型均是基于运动理论的塑性模型,其关键区别在于转动率参量的选取。采用改进后的NS2D离散元程序,对长短轴比例分别为1.4和1.7的椭圆颗粒试样进行不排水单剪试验以验证上述双剪类模型中转动率参量选取的合理性。数值试验结果表明:①双滑移自由转动模型中的限定条件因未考虑能量消散过程中颗粒转动的影响而过于严格;②双剪模型中转动率参量为主应力方向变化率的假定与数值试验结果差距显著;③DSR2模型中采用平均纯转动率(APR)可很好地预测转动率参量的变化,且该模型可用于砂土非共轴微观机制的研究;④参量APR能考虑剪切过程中颗粒转动对能量耗散的影响,可将离散介质力学和连续介质力学有机结合起来,是运动模型中合理且重要的参量。

双桅杆滑移抬吊塔类设备的计算

介绍了双桅杆滑移抬吊设备中,吊装机具的选择方法,并对塔体抬头、塔体竖起等状态进行了受力分析,同时对跑绳拉力、主缆风绳拉力、吊耳、地锚等进行了计算。

双桅杆滑移抬吊设备危险工况的计算

本文对双桅杆滑移法吊装高、重设备过程中的受力分析,找出危险况和计算方法。

100米烟囱塔架吊装技术

中石化洛阳分公司油品质量升级工程硫黄回收装置烟囱高度为100 m,质量160 t,烟囱塔架为三棱体不等截面柔性结构,整体吊装难度极大。介绍了利用双吊车抬吊滑移法进行整体吊装的施工过程,并以此供业内施工借鉴。

基于双断面错动的地铁隧道穿越断裂带变形与受力特征分析

为探究双断面错动所诱发的隧道衬砌结构位移及其受力响应。文中基于MIDAS GTS NX有限元软件,分析了隧道衬砌结构在断裂带活动条件下的应力分布及其变形规律。结果表明不同于单断裂错动,随着断裂带错动的发生隧道衬砌结构的轴应力将集中分布在断裂附近且拉、压应力成对出现,同时剪切应力则集中分布在断裂附近的左、右拱腰位置并呈对称分布。研究成果可为类似工程设计和工后隧道衬砌结构的维护提供借鉴。

升阻型风力机非定常流场计算及性能分析

基于CFD软件,利用非定常流场计算方法,采用k-ω的SST湍流模型、滑移网格技术和双滑移网格技术,研究旋转轴、湍流度及内外风轮之间区域对升阻型风力机风轮气动性能的影响,分析升阻型风力机的气动性能.结果表明:在流场计算中如果考虑旋转轴,其最大功率和最大功率系数均小于无旋转轴的情况;在额定风速以下,湍流度对计算结果影响不大,但当风速大于额定风速时,双向湍流度和单向湍流度的计算结果相差很大;在内外风轮之间区域旋转的情况下风力机易先失速.

用脉冲电流处理后疲劳铜单晶的位错行为

将[233]共面双滑移取向的铜单晶体在两种恒塑性应变幅下进行循环疲劳,形成密度不同的位错结构。用高密度脉冲电流对疲劳铜单晶体处理后,试样中位错的结构由单纯的脉络结构转化成位错胞状结构。高密度脉冲电流处理引起的热压应力不但加强了主滑移系位错的运动,还使其面次滑移系开动,在主滑移系位错和共面次滑移系位错的共同作用下导致位错胞状结构的形成。

升力型风力机与升阻型风力机气动性能分析

为深入研究升阻型风力机与升力型风力机的气动性能,基于CFD软件,采用k-w SST湍流模型,利用双滑移网格技术对2者的启动风速和切入风速进行流场计算,研究在低风速下2种风力机的气动性能。结果显示:升阻型风力机具有较大的启动力矩、较小的切入风速以及较小的启动风速;升阻型风力机在低风速下比升力型风力机更容易启动,且在失速之前升阻型风力机的输出功率较大,但在失速之后升阻型风力机输出功率低于升力型风力机。

表面润湿性对微通道界面减阻特性的影响

目的降低微通道的流动阻力。方法借助激光加工、自组装技术和化学涂覆技术,在Si基底上制备了3种不同润湿性的表面,通过组装获得具有不同润湿性壁面的微通道。采用微观粒子成像测速技术(μ-PIV),对构建的微通道单侧滑移流动和双侧滑移流动进行测试。结果 Si表面沉积自组装分子膜、微结构加工结合自组装分子膜沉积及构筑微结构后,进行纳米二氧化硅涂覆的接触角分别为114.6°、142.7°和155.4°。亲水壁面A与疏水壁面B、C和超疏水壁面D组成的微通道,B、C和D壁面的滑移速度分别为0.018、0.022、0.029 m/s。B-D通道的平均流速比B-C通道提高了0.85%,C-D通道的平均流速比C-C通道提高了5.25%。结论疏水壁面处均存在较明显的滑移速度,且壁面疏水性越强,滑移速度越大。当两侧壁面均为疏水壁面时,一侧壁面疏水性的提高可以增加另一侧壁面疏水性对整体减阻效果的影响,但会迫使另一侧疏水壁面的滑移速度减小。流场中最大速度位置会偏向疏水性较强的一侧壁面,且两侧壁面润湿性的差距越大,其偏离距离越大。

DFPS摩擦盘与碟型弹簧组合隔震系统性能分析

根据多体动力学理论相对动能定理推求了DFPS滑移式摩擦摆与碟型弹簧组成的三维复合隔震系统动力反应分析计算公式,考虑了竖向振动与水平向振动的耦合作用.分析与计算结果表明:隔震系统在水平向与竖向都具备必要的隔震特性,即隔离能力与复位能力;依靠摩擦作用与结构自身阻尼可以消耗传入结构的能量.当滑道半径为1～2 m、滑动摩擦系数为0.01左右时,水平向隔震效率可达85%左右,在竖向也能有效减小受压层间位移与防止出现受拉层间位移,同时具有较好的消能效果与复位能力.这时滑道曲率对体系竖向振动的扰动很小,可不考虑水平向与竖向的耦合作用,各自单独计算.

条形浅基础破碎岩体地基承载力的理论解

根据荷载及基础的对称性,将破碎岩体地基的破坏形式确定为双侧滑移破坏,并将每侧的破坏区分为主动区、过渡区、被动区三部分,运用静力平衡的条件,结合Mohr-Coulomb强度准则,采用静力平衡分析方法,并考虑基础形状尺寸、埋深、地基粘聚力、重度等因素对地基承载力的影响,推导了条形浅基础破碎岩体地基承载力的理论解;通过与单侧滑移破坏原始公式进行对比,证明了理论解的正确性和实用性,其求解原理及结论公式简明清晰,符合工程实际需要,可作为条形浅基础破碎岩体地基承载力的求解方法。

基于双指数剪切滑移模型的全长锚固锚杆荷载传递机制分析

为了准确分析全长锚固锚杆荷载传递机制,提出以锚固界面的双指数曲线剪切滑移模型和锚杆线性强化弹塑性本构模型为基础的数值模型,并通过拉拔试验验证此模型,然后基于此模型分析不同锚固长度的锚杆中载荷传递规律,探讨锚固长度为1.5m的锚杆中轴向应力和剪应力分布情况。结果表明此数值模型能够很好的描述锚杆在拉拔荷载作用下发生界面滑脱失效和拉伸破坏2种破坏形式,以及能够准确判断在整个拉拔历程中锚杆是否发生屈服,试验结果验证了该模型的合理性。