通过在铜液与Na3AlF6-Al2O3渣系间施加稳定的直流电场, 进行了铜液的无污染脱氧研究. 实验结果表明, 外加直流电场法可快速、有效地将铜液中的溶解氧脱除到10X10-6左右. 描述电场作用下氧离子在渣金间传递的模型计算与实验结果十分吻合. 根据实验结果, 对外加电场脱氧的反应机理进行了讨论和分析. 该方法避免了氧化物夹杂对金属液的污染以及固体电解质脱氧方法的高成本和二次氧化等问题.

运用Gleeble--3500热模拟实验机对轴类件用钢40Cr高温热变形的组织形态进行研究, 并由金相分析数据回归得出高温奥氏体组织演变数学模型. 然后利用非线性有限 元法建立了金属成形过程中热、应力、组织相互耦合的刚塑性有限元模型. 采用该 模型对二辊楔横轧成形工艺进行仿真计算, 得出了轧后工件的温度场、变形场、 高温奥氏体晶粒尺寸分布等. 对比轧后工件奥氏体组织分布的计算结果与实测值 可知, 两者吻合良好.

提出了一种基于离散小波变换和分形几何概念定量描述薄膜表面形貌各向异性的新方法, 并据此研究了磁控溅射Cu--W薄膜表面结构特征随退火温度的演变. 结果表明, 薄膜表面 聚合过程有两个不同阶段: 孔洞处形核和颗粒生长; 薄膜表面形貌分形维数可很好地描 述表面粗化程度. 研究发现, 表面形貌各向异性变化趋势对相结构变化敏感. 指出这种结 合小波变换和分形几何概念表征薄膜表面形貌的方法, 可以较灵敏地探测到Cu--W薄膜 表面结构各向异性变化.

根据热力学分析, 强磁场对晶体凝固过程均质形核的影响是通过改变熔点、系统Gibbs 自由能, 从而促进或抑制形核过程来实现的. 实验研究表明, 相同的磁场 条件对不同磁性金属凝 固组织的细化作用、取向作用效果是不同的, 从 磁能、Lorentz力和磁化力效果等热力学和动力学角度探讨了相关规律. 强磁场可以改变金属材料的凝固组织, 从而进一步改善材料的质量和性能.

对调质处理的45碳钢进行了不同应变幅值的对称应变和具有平均应变控制下的屈服 面半径和背应力演化分析, 及具有不同平均应力的低应力、较高应力幅值控制 下的屈服面半径和背应力演化分析. 研究表明: 屈服面半径在给定应变幅值下随循 环周次的增加而变小, 且随循环塑性应变幅值增大而减小, 在单调加载时增大; 循 环背应力幅值随单调应变而减小, 随循环塑性应变幅值增大而增大.

研究了中碳贝氏体支承辊钢在低应力、水润滑和牵引滚动条件下的接触疲劳裂纹萌 生与扩展特征, 发现了表面起源的垂直短裂纹和棘齿短裂纹. 疲劳104 cyc时, 垂直短裂纹就在接触表面大量出现, 且在萌生后立即进行高速初 始扩展, 其后绝大多数停止长大; 棘齿短裂纹出现较晚. 两种短裂纹长大到一定深度时均停止扩展. 在疲劳失效寿命的70\%---80\%时, 垂直短裂纹恢复扩展, 并随即加速长大. 几乎同时, 两种短裂纹 在亚表层以转折的方式重新扩展. 在表面损伤出现之前, 两种短裂纹的萌生 和扩展行为始终局限在近表面薄层内.

利用超声疲劳实验方法研究了2种商业42CrMo钢和2种零夹杂42CrMo钢在不同热处 理制度下的超长寿命疲劳性能. 结果表明, 42CrMo钢疲劳S--N曲线在106---109 cyc范围内无平 台出现, 疲劳极限消失; 零夹杂42CrMo钢在此寿命区间有明显的疲劳极限. SEM断 口观察表明, 42CrMo试样疲劳开裂大多起源于非金属夹杂物, 而零夹杂42CrMo 全部起源于基体表面. 零夹杂42CrMo钢的最大特点是在 2X106---109 cyc内不易发生疲劳断裂, 疲劳寿命的可靠性显著增加.

对Fe$_3Al/18--8钢扩散焊界面附近元素的分布进行计算并通过电子探针 (EPMA)进行实验测定, 结果表明, 界面附近靠近18--8钢一侧, 其Al, Ni元素 的计算值和实测值有所差别, Fe, Cr元素分布的计算值和实测值较为接近. 加热温度1333~K时, Cr元素在Fe$_3Al/18--8钢界面附近扩散距离增加至 80 um, Ni元素扩散距离增加至140 $\mu$m. Fe$_3Al/18--8钢扩散焊 界面过渡区宽度为$x^2=7.5$\times$102exp($-75.2/RT$)($t-t_0). 在一定加热温度下, 保温时间超过60 min以后界面过渡区宽度不再明显增加.

通过316L钢在420℃环境下应力控制的低周疲劳实验, 基于连续损伤力学, 提出一种新的低周疲劳损伤模型, 采用间接反映循环塑性应变能的应力--位移 曲线面积的变化作为损伤变量, 实验结果与该模型显示的疲劳损伤演变规律符 合较好.

采用分离式Hopkinson压杆(SHPB)实验装置和SEM研究了原始态 和疲劳态铜单晶在高应变率下形变的组织演变. 实验结果表明: 原始态铜 单晶在高应变率下很难产生绝热剪切带(ASB), 而疲劳态铜单晶容易产生绝热剪切带. 驻留滑移带(PSBs)和冲击波引起的应力集中是疲劳态铜单晶高应变率形变下绝 热剪切带形成的重要原因, 绝热剪切带的间距和宽度随应变率的增大而减小.

淬火过程换热系数的求解是反向热传导问题中的一种不适定和非线性问题. 本文提出了一种求解淬火过程随温度变化的换热系数的新方法, 该方法把 有限元方法引入反向热传导问题, 根据实验测量的温度曲线, 结合使用最 优化方法中的进退法和试探法确定合理的边界换热系数. 为了使进退法适 用于该类反传热问题, 对其算法进行了改进, 并用其确定换热系数优化的 搜索区间, 然后用试探法(黄金分割法)在搜索区间内找到换热系数的最佳 值. 在计算过程中, 利用有限元法可以方便地计算出各个单元在整个过程 的相变情况, 得到各单元在相应时间段所产生相变潜热, 并将各单元的相 变潜热与单元温度场进行耦合计算.

利用压痕裂纹恒载荷试样, 研究了单晶硅在空气中应力腐蚀以及动态 充氢时氢致滞后开裂的可能性; 利用卸载的压痕裂纹试样研究了残余应力引起 氢致滞后开裂的可能性. 结果表明, 单晶硅压痕裂纹恒载荷试样当 $K_\rm I=$K_\rm IC时在空气中并不发生应力腐蚀. 在 H$_2SO$_4溶液中动态充氢, 则能发生氢致滞后开裂, 止裂时 归一化门槛应力强度因子为$K_\rm IH/K_\rm IC$\approx$0.9. 卸载压痕 裂纹的残余应力在充氢过程中也能引起氢致滞后开裂, 归一化门槛应力强度因子 为$K_\rm IH/K_\rm IC$\approx$0.9.

采用超音速火焰喷涂(HVOF)方法在低碳钢表面制备NiCrBSi合金涂层, 将包覆样品 在真空下进行600℃热处理并保温2 h, 利用电化学阻抗谱(EIS)研究镍基合金层在 3.5\%NaCl溶液中的腐蚀失效过程, 提出了电极在腐蚀过程中的不同阻抗模型. 涂层 腐蚀初期为均匀腐蚀, EIS谱中存在明显的电感效应且随着时间的延长逐渐减弱并消失 说明了孔蚀诱发的过程, 模型为R(QR(RL)). 随着腐蚀时间的延长, 涂层上出现局部腐 蚀, 介质通过孔隙腐蚀孔内金属, 模型为R(Q(R(QR))). 孔蚀在涂层内的发展后期, 因 为闭塞电池作用使得介质在孔内的有限长度扩散过程影响显著, 模型为R(Q(RO(QR))). 腐蚀介质渗透通过涂层到达基体后, 碳钢发生选择性腐蚀, 模型为R(Q(R(QR))). 按照 上述模型分阶段对EIS数据进行拟合, 获得了各电路参数随时间的变化关系, 解释了电 化学反应界面的变化特点.

为了研究自离子轰击对纯锆耐蚀性的影响, 用MEVVA源对纯锆样品进行了 1$\times$1015至2$\times$1017 ions/cm2的自离子轰击, 注入温度为170℃, 加速电压为50 kV. 用X射线光电子谱(XPS)对注入表面 各元素进行价态分析; 用Auger电子能谱(AES)分析氧化膜厚度. 三次极化 测量用来评价轰击样品在1 mol/L H$_2SO$_4溶液中的耐蚀性. 用 掠射X射线衍射(GAXRD)分析自离子轰击造成的氧化膜相转变. 研究表明: 5$\times$1016 Zr ions/cm2自离子轰击样品的耐蚀性最好. 对自离子轰击纯锆的腐蚀行为机理进行了讨论.

利用Couette型同轴双桶流变仪, 对等温搅拌和重熔加热的半固态AZ91D镁合金浆料 的触变性能进行了研究. 实验结果表明: 经过连续降温 和等温搅拌, 半固态浆料的表观粘度逐渐降低, 并达到一个稳态值; 此时, 若停止搅拌剪切, 并经过某一时段的等温静置, 再次在某一剪切速率下搅拌时, 半固态浆料的表观粘度会突然升高, 然后再迅速降低, 最后到达一个稳态值, 呈现出典型的剪切变稀特性; 延长静置时间、或增加固相分数、或降低剪切速率, 再次剪切搅拌时, 半固态浆料到达稳态表观粘度的时间随之增长, 同时稳态表观 粘度值也相应增大; 重熔加热后的半固态浆料的稳态表观粘度比相同固相分数的 等温搅拌的半固态浆料的稳态表观粘度低; 随重熔加热保温时间的 延长, 半固态浆料的稳态表观粘度逐渐降低, 当稳态表观粘度达到最低值后, 随重熔加热保温时间的延长, 稳态表观粘度又逐渐增大.

对Zr$_41.2Ti$_13.8Ni$_10Cu$_12.5Be$_22.5 块体非晶合金压缩条件下的力学行为进行了研究, 利用应变能理论, 以面积比($A_\rm s/A$)为参量, 计算出了流变过程中剪切带形 成时变形区域的温度, 变化规律结果表明: 随着变形的增大, 弹性 应变能增加, 形成剪切带时的温度逐渐升高, 当剪切带面积比$A_\rm s/A$ 值小于1/4时, 升高的温度将达到或超过玻璃转变温度, 导致变形区域粘度降 低, 从而促进剪切带继续扩展并导致最终断裂. 此局部温度变化规律揭示了 块体非晶合金锯齿流变直至断裂的机制.

用铜模铸造法制备出直径为2.5 mm的多组元 Ti$_53Cu$_15Ni$_18.5Al$_7$M_3Si$_3B$_0.5($M$=Zr, Hf, Sc) 金属玻璃棒材. DSC和压缩应力应变测试结果表明: 合金具有较高的热稳定性和优异的 力学性能. 其中Ti$_53Cu$_15Ni$_18.5Al$_7Zr$_3Si$_3B$_0.5 合金的$T_\rm g, $T_\rm x和$\Delta T_\rm x分别为703, 765和62 K; Ti$_53Cu$_15Ni$_18.5Al$_7Sc$_3Si$_3B$_0.5合金压缩 断裂强度高达2325 MPa, 压缩变形量达1.6\%, Young's模量118 GPa.

用快冷法制备了Fe$_91-xZr$_5B$_xNb$_4(FZBN)合金, 当$x$=5---30时, 样品为非晶态. 研究了B含量对非晶合金的晶化、 玻璃形成能力(GFA)和磁性能的影响. FZBN的GFA在其共晶成分$x$=27.5 附近达到极大值. 当x$\leq$20时, FZBN非晶合金以一次晶化的模式晶化; 当20$$20时, 由于晶化模式的 改变, 不仅$T_\rm g, $T_\rm x和GFA突然迅速增加, 而且 $T_\rm C, $M_\rm s和$H_\rm c及其随$x$变化的规律也 发生变化. FZBN非晶合金在高B含量区(25$\leq x\leq$30)具有很好 的GFA、热稳定性和软磁性能.

采用工业材料利用铜模浇注方法制备了直径为1.5 mm的 Fe$_60Co$_8Zr$_10Mo$_5W$_2B$_15 块状非晶合金. 利用XRD和DSC对非晶合金铸态结构及热 稳定性进行了分析. 该合金的玻璃转变温度$T_\rm g、 晶化开始温度$T_\rm x、过冷液相区$\Delta T_\rm x ($T_\rm x-T_\rm g)及约化玻璃转变温度$T_\rm rg ($T_\rm g/$T_\rm m)分别为891 K, 950 K, 59 K和0.62. M$\ddot\rm ossbauer谱为宽化、非对称的双线谱, 表明该合 金为顺磁性的非晶合金. 该合金在3.5\%NaCl溶液和1 mol/L HCl 溶液中表现出良好的抗腐蚀性能, 电化学阻抗谱为单一的容抗弧, 而且在3.5\%NaCl溶液中测得的极化曲线上存在钝化区. 合金硬度 为HV1032.

利用双椭球形热源模型研究了SUS310不锈钢的三维焊接温度场, 并与实验测量 进行了比较. 在计算温度场的基础上, 重点研究了材料在凝固裂纹敏感温 度区间内, 焊缝金属应变场和位移场的动态场演变过程, 得到了10 mm厚板的凝固 裂纹驱动力曲线, 并利用动态单元再生方法, 消除了焊接凝固过程对应变场的 影响. 模拟计算得到的驱动力曲线与前人实验测量的凝固裂纹阻力曲线进行了 比较, 初步预测了SUS310不锈钢凝固裂纹敏感性.

采用NPT分子动力学模拟方法, 应用周期边界条件, 模拟了Cu--50\%Ni(原子分数) 合金熔体在不同冷却过程中原子团簇的演变情况, 给出了以 1$\times$1014 K/s冷速冷却至室温时Cu--50\%Ni非晶体系中存在的各种结构 单元, 并研究了Cu, Ni原子在这些结构单元中的排列情况. 结果表明, 较高冷速下 形成的非晶具有较高的能量和较高的非晶转变温度($T_\rm g). 在冷却过程中, 原子间的短程作用逐渐加强, PCF图第一峰值逐渐增大. 1551键对在非晶体系中占 主导地位, 且受冷速影响较大. 体系中除了正二十面体外, 还存在着各种缺陷多面体, 其中含1551键对较多的缺陷多面体其数目也较多. FK多面体与Bernal多面体数目始终 很少. 大原子(Cu)易于占据多面体顶点, 而小原子(Ni)则倾向于占据各多面体中心较 大的空隙. 随着冷速的降低, 各多面体数目均有不同程度的下降.