利用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)、透射电子显微镜(TEM)以及拉伸和冲击试验等方法研究了V(0.03%-0.12%)(质量分数, 下同)、Si含量(0.32%-0.89%)对中碳(0.54%)珠光体车轮钢显微组织及力学性能的影响。结果表明: 提高V含量细化了实验钢的奥氏体晶粒尺寸、珠光体团尺寸及其片层间距, 并且提高了铁素体体积分数。随着V含量的提高, 由于VC沉淀强化和细化晶粒的作用, 室温屈服强度和-20℃冲击韧性得到改善; 但软相(先共析铁素体)增多, 室温抗拉强度降低。提高Si含量显著降低了铁素体体积分数和细化了珠光体片层间距, 略细化奥氏体晶粒和珠光体团尺寸; Si也促进VC的析出但作用很小。Si主要以固溶强化和细化片层间距的方式提高屈服强度和抗拉强度。结合适中含量的V(0.07%-0.08%)微合金化和较高含量的Si(0.8%-0.9%)合金化, 可以使中碳珠光体钢获得较好的强韧性匹配。

采用TMCP工艺获得了5种不同贝氏体体积分数的铁素体/贝氏体(F/B)多相钢。通过纵向力学性能分析, 并结合修正C-J分析方法研究了以F/B多相组织为特征的大变形管线钢的应变硬化行为, 获得了F/B多相钢中贝氏体体积分数与应力比、屈强比的关系, 并通过修正C-J分析对此现象的机理进行了合理的阐释。结果表明, 大变形管线钢的弹性形变阶段主要对应修正C-J分析中的第I阶段, 塑性形变阶段包括修正C-J分析第II和第III阶段, 屈服点(应变0.5%)附近阶段可跨越第I和第II阶段。F/B多相钢中各阶段的应变硬化能力存在显著差异, 并且其应变硬化行为呈现出与贝氏体体积分数相关的特性。通过适宜的组织调控可以实现管线钢强度和塑性的最佳匹配。应力比R_t1.5/R_t0.5适宜用于表征管材屈服点附近的应变硬化能力, 应力比R_t2/R_t1、R_t5/R_t1均适宜用于表征X70级管线钢塑性阶段应变硬化能力, R_t2/R_t1较适宜用于表征X80级管线钢塑性阶段应变硬化能力。

采用硅烷偶联剂, 通过溶胶-凝胶法制备以SiO₂为壁材、棕榈醇-棕榈酸-月桂酸为芯材的细粒径SiO₂基棕榈醇-棕榈酸-月桂酸微胶囊相变调湿材料。采用等温吸放湿法、步冷曲线法、激光粒度分析仪(LPSA)、扫描电子显微镜(SEM)、傅里叶变换红外光谱(FT-IR)和差示扫描量热(DSC)分析表征了SiO₂基棕榈醇-棕榈酸-月桂酸微胶囊相变调湿材料的调湿性能、调温性能、粒度分布、组成结构、表面形貌和热性能。结果表明, 去离子水用量、无水乙醇用量、硅烷偶联剂用量和棕榈醇-棕榈酸-月桂酸用量对SiO₂基棕榈醇-棕榈酸-月桂酸微胶囊相变调湿材料有重要的影响。当去离子水与正硅酸乙酯的物质的量比为9、无水乙醇与正硅酸乙酯的物质的量比为5、棕榈醇-棕榈酸-月桂酸与正硅酸乙酯的物质的量比为0.5和硅烷偶联剂与正硅酸乙酯的物质的量比为0.1时, SiO₂基棕榈醇-棕榈酸-月桂酸微胶囊相变调湿材料呈球形且表面光滑紧凑, 尺寸仅为1680.60~1735.35 nm, 粒径分布均匀, 分散性较好, 具有良好的相变储湿性能。

采用机械混匀、带温预压、烧结等工艺制备了莫来石填充的聚四氟乙烯(PTFE)复合材料, 通过万能材料试验机、X射线衍射仪(XRD)、静态热机械分析仪(TMA)分别表征了复合材料的力学性能、物相和热学性质; 研究使用MRH-3型高速环块磨损试验机来测试复合材料的耐摩擦磨损性能, 借助场发射扫描电子显微镜研究了复合材料摩擦面形貌并分析摩擦磨损机理。结果表明: 莫来石在PTFE体系中起填充增强作用, 改性聚四氟乙烯复合材料的弹性模量显著增加; 莫来石的填充提高了聚四氟乙烯的玻璃化转变温度, 其平均线膨胀系数也呈下降趋势; 当莫来石的质量分数由0增加至50%时, 复合材料的摩擦系数呈先降低、后升高的趋势, 复合材料的耐磨损性能显著改善; 当莫来石的质量分数为40%时, 其磨损率降低至纯聚四氟乙烯的1/530。

研究了C的添加对Ni_68.6Cr_8.7Nb₃P_(16.5-x)B_3.2C_x(x=0, 0.1, 0.3, 0.5, 0.7, 1, %, 原子分数)合金的非晶形成能力、热稳定性和腐蚀性能的影响。研究表明, x=0.5时, 合金棒为非晶结构, 直径达2 mm; 适量C的添加提高了Ni基非晶合金的热稳定性能; 在1 mol/L H₂SO₄溶液环境下, 随C含量的增加, Ni基非晶合金薄带的耐腐蚀性能逐渐增强。

针对攀西地区高镁型钒钛磁铁矿用量增加、高炉渣中MgO质量分数逐渐升高的特点, 开展了w(MgO)对含TiC、TiN、Ti(C, N) 等高熔点物质的高钛型高炉渣黏流特性影响的试验研究。结果表明, 对于w(TiO₂)=20%、w(A1₂O₃)=14%、二元碱度R₂为1.0~1.2的高炉渣, w(MgO)由8%增加到12%时, 熔化性温度由1332℃升高到1364℃, 炉渣趋于“短渣”特性; 1450℃以上时, 炉渣黏度低于0.3 Pas, 仍具有良好的流动性, 可满足高炉生产要求。

以中温煤沥青为原料, 研究其在弹管反应器中的炭化以及“反溶剂法”脱出喹啉不溶物(QI)后的精制沥青的炭化效果。结果表明: 含有较高QI的非精制沥青不能制备出较好的针状焦, 但在500℃, 0.2 MPa, 10h的炭化条件下, 能够得到相对较优热膨胀系数(CTE)的炭化结果; 以煤油和洗油为混合溶剂, 反溶剂法能够有效地脱除喹啉不溶物, 在芳脂比0.4, 沉降温度100℃, 搅拌时间0.5 h, 沉降时间4 h, 溶剂比1.8、2的条件下, QI含量分别降到0.0914%和0.0695%, 将其在500℃、0.2 MPa、10 h的条件下炭化, 可制备出热膨胀系数(CTE)较低的针状焦。

制备了4种钕铁硼粉填充型磁敏弹性体和4种羰基铁粉与钕铁硼粉混合填充的磁敏弹性体, 对上述磁敏弹性体进行不同强度充磁, 并利用数码显微镜观察其微观结构, 使用振动样品磁强计测试了样品的磁化特性曲线, 采用流变仪对磁敏弹性体的力学性能进行测试, 分析不同充磁强度对钕铁硼粉填充型磁敏弹性体磁控力学性能的影响, 以及硬磁颗粒的质量分数与剩磁对磁敏弹性体磁控力学性能的影响。结果表明, 充磁强度越大, 钕铁硼粉填充型磁敏弹性体力学性能受磁场影响越大, 适量的硬磁颗粒、增大充磁能提高磁敏弹性体磁控范围。

采用定向凝固炉制备出含有不同V含量的柱状晶合金, 进行了高温蠕变性能测试和微观组织形貌观察, 研究合金化元素V对镍基柱状晶合金微观组织及高温蠕变性能的影响。结果表明: 低V含量的合金中碳化物主要以棒状形式存在, 而高V合金中碳化物主要以块状形式存在, 棒状碳化物中的V含量低于块状碳化物。随V含量的增加, 合金中碳化物由棒状向块状转变, 当V含量达到1.04%(质量分数)时, 碳化物的形貌已经完全转变成块状。铸态合金经固溶处理后, 合金中的碳化物发生溶解, 低V合金中的棒状碳化物溶解较多, 而高V合金中碳化物溶解较少。在980℃/216 MPa和760℃/725 MPa条件下低V柱状晶合金持久寿命较短, 高V合金持久寿命较长, 提高合金中的V含量有利于提高合金的蠕变寿命。高V合金与低V合金相比, 时效和蠕变期间在晶界析出M₂₃C₆型碳化物数量少。蠕变期间合金中的裂纹主要在晶内MC型碳化物及晶界析出的M₂₃C₆型碳化物处萌生和扩展。

采用淹没式空化水射流方法对304不锈钢表面进行不同压力和时间的空化水射流处理, 用扫描电子显微镜原位跟踪观察处理后的试样表面形貌, 研究其空蚀损伤过程及空蚀机理, 并对表层组织和304不锈钢变形机理进行了探讨。结果得出, 根据损伤程度和作用机理的不同, 空蚀损伤区从中心到外围可以分为射流冲击区、过渡区和紊流区三个区, 其中射流冲击区损伤最严重, 紊流区次之, 过渡区最弱。当射流压力为35 MPa、处理40 min时, 射流冲击区损伤速度加快, 并且呈现明显的疲劳损伤特征, 滑移带和晶界处疲劳裂纹萌生和扩展是导致该区损伤剥落的重要原因; 在横截面金相组织中, 过渡区和紊流区出现比射流冲击区更深的形变孪晶层, 且紊流区形变孪晶层厚度达140 μm; 在本实验条件下304不锈钢变形方式为滑移为主, 孪生为辅。试样在空化水射流的作用下有两种空蚀破坏机理, 即交变载荷下疲劳破坏, 以及塑性变形、颈缩和剥落导致的弧坑。